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, CHASTE Ver. 7及びCHASTE Ver. 8 (以下, 「ＣＨＡＳＴＥ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。
2.重要現象の特定
2.1 事故シーケンスと評価指標ＣＨＡＳＴＥコードが適用される有効性評価における事故シーケンスグループは既定ではなく，ＳＡＦＥＲコードによる炉心ヒートアップ解析結果において，燃料被覆管の温度が高温となり燃料棒やチャンネルボックスの幾何学的配置を考慮したより詳細な輻射熱伝達計算が必要となる場合にＣＨＡＳＴＥコードが用いられる。したがって，炉心露出・ヒートアップが発生して燃料被覆管温度が高温になる場合を評価するため，設計基準事故のＬＯＣＡの炉心冷却の判断基準と同様に，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，安全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. d. e.はＣＨＡＳＴＥコードの評価範囲以外であるため除外する。
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ＣＨＡＳＴＥ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。

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節で述べた事象を踏まえ，2.２節記載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。なお，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は，事故シーケンスグループに対して抽出されたものであるため，ＳＡＦＥＲコードの解析結果を引き継ぐ物理現象を含んでいる。そのような物理現象は，ＣＨＡＳＴＥコードで評価する事象において考慮すべき物理現象の対象外としてＳＡＦＥＲコードの説明資料で示す。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ー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。燃料被覆管温度が高温になり，燃料棒の膨れ・破裂が発生する場合は，燃料棒やチャンネルボックスの幾何学的配置を考慮したより詳細な輻射熱伝達計算が必要となる。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L O C A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，燃料集合体で核沸脇からの離脱（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。なお，沸騰遷移は，輻射熱伝達を除き，冷却材と燃料被覆管表面熱伝達としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(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ー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ー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)沸騰・ボイド率変化［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。なお，沸騰・ボイド率変化は，輻射熱伝達を除き，原子炉冷却材と燃料被覆管表面熱伝達としてＳＡＦＥ Rコードから引き継がれる物理現象である。
(13)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，短期間であるため影響は小さい。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。なお，気液分離（水位変化）・対向流は，炉心露出開始時間及び炉心再冠水時間としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(14)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。なお，気液熱非平衡は，原子炉冷却材と燃料被覆管表面熱伝達としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。 (15)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。なお，圧力損失は熱流動特性である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(16)三次元効果[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，ダウンカマに注水された冷却材が下部プレナムを経由して炉心部へ，または，炉心バイパス部から燃料集合体の漏えい経路を経由して冷却材が炉心部へ流入する際，炉心部の各燃料棒集合体は圧力損失が均一となるよう燃料集合体の出力に応じて燃料集合体間で流量配分される三次元効果が発生する。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。なお，三次元効果は熱流動特性である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(17)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。なお，冷却材流量変化は原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(18)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。なお，冷却材放出（臨界流・差圧流）は原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。 (19)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。なお，沸騰・凝縮・ボイド率変化は原子炉圧力容器内拳動である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(20)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。なお，気液分離（水位変化）・対向流は原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(21)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。なお，気液熱非平衡は原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(22)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。なお，圧力損失は原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(23)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。なお，構造材との熱伝達は原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。 (24)  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。なお，ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）は原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(25)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。
(26)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。なお，三次元効果は原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。

3.解析モデルについて
3.1 コード概要ＣＨＡＳＴＥコードは，燃料集合体軸方向の任意の一断面で燃料ペレット，燃料被覆管，チャンネルボックス等の温度計算を行うコードである。本コードは，燃料ペレットを半径方向に最大9ノードに分割し，燃料集合体内燃料棒を全て１本毎に取扱い，その熱的相互作用（輻射）も考慮している。また，ジルコニウムー水反応を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ー水反応を考慮する。炉心のヒートアップ解析には通常ＳＡＦＥＲコードが用いられるが，Ｃ H A S T Eコードは，燃料被覆管の温度が高温となり，より詳細な温度計算が必要な場合に用いられる。 ＳＡＦＥＲコードでは燃料集合体内の燃料棒は平均出力燃料棒と高出力燃料棒の2種類しか取り扱わないが，ＣＨＡ ＳＴＥコードでは燃料棒やウォータロッドとチャンネルボックスの幾何学的配置（7×7, 8×8, 9×9格子配列に適用可能）を考慮しているため，燃料集合体内の全ての燃料棒を１本毎に取り扱う事が可能であり，燃料棒間及びチャンネルボックスとの詳細な輻射熱伝達計算を実施して，燃料棒１本毎の温度評価が可能である。本コードは燃料集合体の一断面での温度評価を行うコードのため，プラントの挙動はＳＡＦＥＲコードから境界条件として引き継ぐ。本コードの入力は，燃料集合体及び炉心に関するデータ，過渡特性（原子炉出力の時間変化，原子炉圧力の時間変化，炉心露出時間及び再冠水時間，炉心スプレイ系による冷却開始時間，対流熱伝達係数変化等）がある。対流熱伝達係数変化等がＳＡＦＥＲコードから引き継がれて入力されることに伴い，ＳＡＦＥＲコードでのモデル及び解析条件の保守性が境界条件として引き継がれる。出力として，燃料被覆管最高温度及び燃料被覆管酸化量等が求められるなお，ＣＨＡＳＴＥコードは「ＥＣＣＳ性能評価指針」で妥当性が認められているモデルを使用しており，ＢＷＲ型プラントのＥＣＣＳ性能評価解析（L O C A解析）に適用されている。
2-12
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（表2–2で「H」及び「M」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。
からチャンネルボックスへの輻射熱伝達のみを評価している。
3.3解析モデル(1)(2)
ＣＨＡＳＴＥコードの主要な計算モデルを表3-2に示す。 3.3.1 計算モデル3.3.1.1ノード分割ヒートアップ計算は,燃料集合体の軸方向の任意の1つの断面について行う。この断面はさらに，次のようにノード分割する。
(1)燃料棒グループ
燃料棒は，1本ごとに取り扱う。燃料集合体断面における燃料棒及びウォータロッドを全て考慮し図3-1のように燃料棒グループに分けて取り扱う。 9×9配列型燃料集合体の場合，対称性から45グループに分けることができる。図3-1  燃料集合体の燃料棒グループ分け(9×9燃料（A型）の例，斜線はウォータロッド）
(2)燃料ペレット
燃料棒は，燃料ペレットとジルカロイ製被覆管からなる。燃料ペレットは，ペレット中心とペレット表面を含め,半径方向に等間隔で最大9ノードに分け,温度分布，熱伝導を計算する。図3–2に燃料ペレットのノード分割を示す。
(3)燃料被覆管
燃料被覆管は，図3–2のように，燃料被覆管の内表面と外表面の2つにノード分割する。燃料被覆管温度は，両表面温度の平均とする。なお，燃料被覆管は，酸化層及び非酸化層に区別して熱伝導を計算する。
(4)チャンネルボックス
チャンネルボックスは，図3–2のように，内表面と外表面の2つにノード分割する。
(5)ウォータロッド
ウォータロッドは，燃料被覆管と同様に内表面と外表面の2つにノード分割する。図3-2  燃料棒及びチャンネルボックスのノード分割
3.3.1.2 熱伝導方程式
燃料棒内の温度分布の計算は，燃料ペレット，燃料被覆管及びチャンネルボックスの径方向に対して円筒一次元熱伝導方程式を用いる。ただし，これは径方向のみで，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。
いこで, p ..
温度t
時間
半径方向距離
発熱量この式はＳＡＦＥＲコードで用いられているものと同じである。
3.3.1.3 ギャップ熱伝達
過渡時の燃料ペレットー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(4)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。 h g  = h s + h f  + h r (3.3.1.3-1)ここで, h       :  ギャップ熱伝達係数燃料と燃料被覆管の接触による熱伝達成分h s     .. :ギャップ中のガスの熱伝導による熱伝達成分h۽燃料と燃料被覆管の間の輻射による熱伝達成分h :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。）（5）から引き継ぐ。
(1)固体接触による熱伝達成分( h, )
燃料ペレットと燃料被覆管の接触による熱伝達係数は次式により計算する。 A 0• H m• R 4
いこで, P :燃料ペレットと燃料被覆管の接触圧力A o定数.. H m燃料被覆管メイヤー硬さ.. K m ：燃料ペレットと燃料被覆管の平均熱伝導率
K。 :燃料被覆管熱伝導率K p燃料ペレット熱伝導率.. R 4 ：表面粗さ係数
R燃料被覆管内表面粗さ: R p      :燃料ペレット外表面粗さ
(2)ガスによる熱伝達成分( h f )
ギャップ中のガスの熱伝導による熱伝達係数は次式により計算する。
(3.3.1.3-3)
:燃料ペレットー燃料被覆管接触圧に関する定数
:燃料被覆管内表面粗さ及び燃料ペレット外表面粗さ

(3)輻射による熱伝達成分( h,)
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は次式により計算する。
σ Stefan-Boltzmann定数..燃料ペレット外表面温度.. T p T燃料被覆管内表面温度: E燃料被覆管表面の輻射率: & p燃料ペレット表面の輻射率..
3.3.1.4対流熱伝達
各燃料棒表面の対流熱伝達係数は，ＳＡＦＥＲコードの解析結果から時間の関数として引き継いで用いる。
3.3.1.5 輻射熱伝達
(1)輻射熱伝達係数燃料棒間及び燃料棒ーチャンネルボックス間の輻射による熱伝達を次のように評価する。物体iから系内の全ての物体jに対する等価輻射熱伝達係数は次式となる。 (3.3.1.5-1)ここで, h r i物体iの等価輻射熱伝達係数
T sat
(2)灰色体輻射係数
物体iからの輻射に起因して，物体jに到達する輻射熱流束割合をH ,とおく。物体jでの吸収される熱流束割合はH n ε , ,物体jでの反射される熱流束割合はH i (1 – ε i )である。物体iからの輻射に起因して，物体jの単位面積から反射される熱流束割合を,R,とおくと,  ,R, ≡ H,,(1 −ε,)より以下のように表される。
ここで,輻射率と吸収率は同一であるため,物体iからの輻射に起因して,物体jで吸収される熱流束割合は(3.3.1.5-2)より以下のように表される。
灰色体輻射係数F,,は，物体iからの輻射熱流束が物体iで吸収される割合であり、（3. 3. 1. 5-3）式より次式が成立する。
いこで, A :物体iの表面積A j :物体jの表面積i R j :物体iからの輻射に起因して，物体jの単位面積から反射される熱流束割合& j :物体jの輻射率F i-j :物体iから物体jへの灰色体輻射係数(形態係数と輻射率から求まる) ,R,が決まれば，物体iから物体jへの灰色体輻射係数F,,,が求まる。,R,は数バランスから次のように求められる。
{ , R}=-ε,[K']~'{f,}
(3.3.1.5-5) N個の物体についての表面積,輻射率及びＮ×Ｎ個の形態保数がわかれば, N個の行列方程式を解くことにより，全てのiとjについて，輻射による熱流束割合, R ,が求まる。そして，灰色体輻射係数は（3.3.1.5-4）式から求めることができる。 ρ i = 1/(1 − ε i) f ij物体iから物体jへの形態係数:
(3)形態係数
形態係数の計算は，燃料集合体の燃料棒配列に基づき４つのグループに分類して行う。図3-3に形態係数計算体系を示す。
a . 第1近接（隣接）燃料棒
図3-3における燃料棒①と②の関係であり,燃料棒間に障害となる他の燃料棒はない。対象となる燃料棒は着目燃料棒の位置により異なるが，最大４本である。 b .第2近接燃料棒図3-3における燃料棒①と③の関係であり,燃料棒間には障害となる燃料棒が2本（第１近接燃料棒②と⑤）存在する。対象となる燃料棒は最大4本である。 c .第3近接燃料棒図3-3における燃料棒①と④の関係であり,燃料棒間には障害となる燃料棒が2本（第1近接燃料棒⑤と第2近接燃料棒③）存在する。対象となる燃料棒は最大８本である。 d.チャンネルチャンネルは，４本の第１近接（隣接）燃料棒，４本の第２近接燃料棒及び８本の第３近接燃料棒が全てそろわない位置の燃料棒との関係になる。チャンネルは１ノードとして扱い，自身への形態保数も含める。 e.ウォータロッドウォータロッドは，燃料棒と同様に形態係数を求める。太径ウォータロッドについても，その座標及び径から形態係数が求められる。着目燃料棒と第１近接燃料棒及び第２近接燃料棒間の形態保数は，円筒形のピンの形態係数を計算するＶＩＥＷＰＩＮコード( 7 )のモデルを使用して計算する。また，着目燃料棒と第３近接燃料棒あるいはチャンネル間の形態係数は，着目燃料棒の形態係数の総和が1.0となることから逆算して求められる。
3.3.1.6 熱源
燃料内での熱発生量は，崩壊熱の時間変化により変わり，次式で与えられる。
ここで, Q
燃料の崩壊熱
Q/ Qo
規格化した崩壊熱なお，上式の規格化した崩壊熱は，核分裂による発生熱，核分裂生成物の崩壊熱及びアクチニドの崩壊熱を含み，初期出力に対する割合を時間の関数として入力する。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 (3)に基づく計算結果を使用する。
3.3.1.7 ジルコニウムー水反応
燃料被覆管温度が高くなると，ジルコニウムー水反応による発熱が顕著になるが，これによる発熱量及び酸化量は，下記のBaker-Justの式(8)により計算する。この場合，燃料被覆管の温度上昇に伴う膨れを計算し，燃料被覆管に破裂が発生する場合は，その時点以降，燃料被覆管の外面だけでなく内面においてもジルコニウムー水反応が生じるものとし, Baker-Justの式を適用する。
(1)酸化割合
ジルコニウムー水反応は，蒸気の供給不足により制限されることがないものと仮定する。燃料被覆管の酸化厚さの割合は，次式で計算する。
th ox
th ox酸化厚さ.. T R燃料被覆管温度: R, , R, :     Baker-Justの式に基づく定数
(2)発熱割合
ジルコニウムー水反応による反応熱は水や蒸気が持続的に供給され得ると仮定する。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+2H 2 O → ZrO 2 + 2H 2 + ΔHここで，ΔH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。 ΔH = R 3 − R 4 (T + 273) (3. 3. 1. 7-2)いこで, R , , R , ： Baker-Justの式に基づく定数：燃料被覆管温度T発熱割合は，反応熱と燃料被覆管酸化量割合の積であり，燃料被覆管酸化量割合は燃料被覆管の密度，表面積，そして酸化厚さ割合の積である。したがって，発熱割合は次式で与えられる。 Q R = ΔH • M zr = ΔH • ρ zr • A • th ox (3.3.1.7-3)いこで, Q R ：発熱割合AH反応熱M zr ..燃料被覆管酸化量割合Pzr燃料被覆管密度A ..燃料被覆管表面積th ox ..酸化厚さ割合
3.3.1.8 燃料被覆管の膨れ，破裂
ＣＨＡＳＴＥコードは，過渡時の燃料被覆管の膨れ，破裂を考慮している。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限界曲線に基づいて判定する。
(1)燃料棒内圧計算
燃料棒内圧は，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。
ここで, P g ..燃料棒内圧
燃料棒ギャップ温度
R
(2)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。ここで，冷却材圧力はＳＡＦＥＲコードの解析結果から時間の関数として引き継いで用いる。
ここで,
: P          :冷却材圧力
(3)燃料被覆管の歪
燃料被覆管の歪は，弾性領域では燃料被覆管の周方向応力から次式により計算する。 ε=으1 − −
いこで,
また，塑性変形は，Hardy等の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。図3-4に破裂前の燃料被覆管の歪を温度（破裂温度－燃料被覆温度）の関数として示す。図中の実線より，燃料被覆温度での歪量が求まる。
(4)燃料被覆管の破裂
燃料被覆管の破裂は，燃料被覆管の温度が上昇して燃料被覆管の内圧による周方向応力がその温度における引張り強さを超えた時点で発生する。図3-5に燃料被覆管に破裂が発生する時点の燃料被覆管温度と燃料被覆管周方向応力の関係を示す。燃料被覆管の破裂は，実験データのベストフィット曲線に基づいて判定する。破裂後の最終的な変形量は，破裂以前の燃料棒内外圧差によって異なる。したがって，実験データを燃料被覆管の周方向応力で整理することにより以下の値としている。
ここで，♂は燃料被覆管の周方向応力， E cは半径方向の歪量を初期の半径で割ったものである。

3.4入出力
ＣＨＡＳＴＥコードの主要な入出力を図3-6に示す。ＣＨＡＳＴＥコードのインプットデータは以下の通り構成される。ＣＨＡＳＴＥコードのインプットデータの元となる燃料データ，過渡特性を整理した解析条件を添付1に示す。 ① 燃料データ(幾何形状,燃料棒出力,初期状態,局所出力及び燃焼度分布,断面平均燃焼度，物性） ② 過渡特性（原子炉出力，原子炉圧力及び燃料被覆管表面対流熱伝達係数の時間変化，炉心露出及び再冠水時間）上記をインプットデータとして，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　燃料被覆管温度②ジルコニウムー水反応量(燃料被覆管酸化割合) (燃料データ) •幾何形状•燃料棒出力•初期状態•局所出力及び燃焼度分布・断面平均燃焼度・物性(過渡特性) ・原子炉出力時間変化・原子炉圧力時間変化•対流熱伝達係数時間変化・炉心露出，再冠水時間燃料被覆管温度ジルコニウムー水反応量(燃料被覆管酸化割合)図3-6
4.妥当性確認
4.1重要現象に対する妥当性確認方法ＣＨＡＳＴＥ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以降に示すが，それらの要約を4. 1. 1,  4. 1. 2及び4. 1. 3に示す。 ＣＨＡＳＴＥコードは，ＢＷＲのＬＯＣＡを模擬したＥＣＣＳ冷却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が確認されている。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，ＣＨＡＳＴＥコードにおける崩壊熱の妥当性確認は不要とした。燃料棒表面熱伝達については，対流熱伝達はＳＡＦＥＲコードの解析結果より引き継いでおり，ＬＯＣＡを模擬した実験結果における燃料被覆管温度とＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果を比較することにより，ＳＡ F E Rコードの熱伝達モデルの妥当性を確認していることから、ＣＨＡＳ T Eコードにおける燃料棒表面熱伝達のうち対流熱伝達の妥当性確認は不要とした。燃料被覆管酸化については，3. 3. 1. 7に記載した通り，蒸気供給制限がなく，反応温度まで上げるためのエネルギはないものと仮定し，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，ＣＨＡＳＴＥ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. 1. 8に記載した通り，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よ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とから，ＣＨＡＳＴＥ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。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ＥＣＣＳ冷却実験結果と実験解析結果との比較において，燃料被覆管温度に着目してＣＨＡＳＴＥコードの妥当性を確認する。
4.1.1  B W R – F L E C H T実験解析
米国ＡＥＣ（現ＮＲＣ）の出資のもとに行われたＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ実験により，ＢＷＲのＬＯＣＡ時のＥＣＣＳによる炉心冷却メカニズムの解明と燃料被覆管温度を予測する炉心ヒートアップモデルの妥当性確認が行われた。その結果、スプレイ冷却及び輻射の組み合わせによる熱伝達モデルにより，実験解析の結果は実験結果を上回ることを確認している。
4.1.2 炉心冷却実験解析
G E社による炉心スプレイ冷却と炉心再冠水冷却実験に基づき，炉心ヒートアップ計算モデルの妥当性確認を行い，実験解析の大部分の結果が実験結果を上回ることが確認された。また，試験と解析結果の主要な差は，試験のスプレイ冷却が解析のスプレイ冷却に対して上回っていることによな。
4.1.3 スプレイ冷却特性実験解析
実機9 × 9燃料を模擬した実寸大の模擬燃料集合体実験装置を用いたスプレイ冷却特性実験に基づき，炉心ヒートアップ計算モデルの妥当性確認が行われた。その結果，スプレイ冷却及び輻射の組み合わせによる熱伝達モデルにより，実験解析の結果は実験結果を上回ることを確認している。
** ＳＡＦＥＲコードの評価範囲による物理現象であり，ＳＡＦＥＲコードに記載する。
4.2  B W R — F L E C H T実験解析( 9 )
(1)概要米国ＡＥＣ（現在のＮＲＣ）の出資のもとにＧＥ社が行った実験であり， B W R実機の7 × 7燃料集合体１体を実寸大で模擬し，ジルカロイ被覆管を用いた5種類の集合体とステンレス製被覆管を用いた5種類の集合体を電気加熱して，ＢＷＲのＬＯＣＡ時の条件を模擬した実験及び定常実験を約150ケース行った。実験は，集合体上部からのスプレイ冷却実験，集合体下部からの冷却材流入による再冠水冷却実験及び両者を模擬した実験の3種類が行われた。図4-1に実験装置を示す。本実験より，ＢＷＲのＬＯＣＡ時のＥＣＣＳ作動期間中の熱伝達メカニズムの解明と被覆管温度を適切に予測可能な炉心ヒートアップ計算モデルを開発した。また，モデルの妥当性確認も行われ，スプレイ冷却及び輻射の組み合わせによる熱伝達モデルにより，実験解析の結果は実験結果を上回ることを確認している。 (BWR-FLECHT : The Boiling Water Reactor Full Length Emergency Cooling Heat Transfer test program)
(2)実験条件
B W R — F L E C H T実験の主要な条件を以下に示す。 (1)冷却モード上部スプレイ，再冠水，スプレイと再冠水②模擬燃料集合体形状実機ＢＷＲの実寸大7×7型③模擬燃料被覆管材質ステンレス鋼,ジルカロイ−2集合体当りスプレイ流量：2.45～5.0 gpm ④冷却材流量冠水速度：1～6  inch/sスプレイと冠水：3.25 gpm, 6.0 inch/s ⑤冷却開始時の被覆管温度 875～2250° F（約468～1232℃） ⑥集合体出力100～325 kW ①被覆管最高温度1300～2700° F (約704～1482℃) ⑧模擬燃料棒内ガス圧力加圧なし
15～300 psiaなお，ジルカロイ被覆管の集合体は，４種類の集合体がスプレイ冷却の条件下で実験され，ステンレス鋼被覆管の集合体はスプレイ及び再冠水冷却の条件下で実験された。
(3)妥当性確認結果
炉心ヒートアップ計算モデルによる解析は，ジルカロイ被覆管を用いたスプレイ冷却実験３ケースについて実施している。実験解析の例として,表4-2に集合体（Zr2K）を使用した実験結果（最高温度及び発生時間）と解析結果の比較を示す。炉心ヒートアップ計算モデルは，ジルコニウムー水反応量（被覆管の酸化量）計算としてBaker-Justの式が組み込まれているが、ＦＬＥＣＨＴ実験から、Baker-Justの式で計算される酸化量は，実験値の約2倍大きい値となることが分かった。したがって，実験解析では許認可解析用の計算条件(100%WR)の他に，ジルコニウムー水反応量を1/2としたケース（50%MWR）についても解析している。なお，集合体の模擬燃料棒配置は図4-2に示すとおりであり，グループ5の20本及びグループ18の9本は温度計測のない模擬燃料棒である。また，グループ19は熱電対の故障がある。また，図4-3に局所出力分布を示す。図4-2に示した集合体の燃料棒配置における代表的な燃料棒グループについて,スプレイ冷却開始後の被覆管温度変化を図4-4から図4-6に示す。図中の○印が実験結果，破線が炉心ヒートアップ計算モデルによる予測値である。 ・図4-4に集合体内の最外周（チャンネルボックスに接する，ロッド2）に位置する模擬燃料棒の温度変化を示す。炉心ヒートアップ計算モデルによる予測値は，実験結果に比べて100％MWR時で約90° F（約50℃），50％ MWR時で約60° F（約33℃）高くなる。本燃料棒は，局所出力分布では，以下のロッド30及び31よりも大きな出力ピーキングを有しているが最高温度は低くなっている。これは，本燃料棒が最外周でチャンネルボックスに隣接し，内側の燃料棒よりも冷却が促進されていることによると考えられる。（なお，時刻５分以降の実験結果については，ヒーターまたは熱電対の不良によるとして記載されていない） •図4-5に集合体内の最外周から2列目（ロッド30）に位置する模擬燃料棒の温度変化を示す。炉心ヒートアップ計算モデルによる予測値は，実験結果に比べて100%MWR時は約90° F（約50℃），50%MWR時は50° F (約28℃)高くなる。 •図4-6に集合体内の最外周から３列目（ロッド31）に位置する模擬燃料棒の温度変化を示す。炉心ヒートアップ計算モデルによる予測値は，実験結果に比べて100％MWR時は約200° F（約111℃）, 50％MWR時は150° F（約83℃）高くなる。本燃料棒はロッド30と同様に内側の燃料棒である。実験結果で最高温度がロッド30より低くなっているのは，局所出力分布の違いによると考えられる。（なお，時刻７分以降の実験データの変動は，模擬燃料棒のヒーターの故障に起因するものである。しかし，すでに温度が低下した後であり最高温度の妥当性確認結果には影響ないものである）
表4-2
BWR-FLECHT実験結果（Zr2Kバンドル，スプレイ冷却実験）

Maximum temperature error = predicted minus observed. 1 Thus, + indicates overprediction of maximum temperature. 2 Time of maximum temperature error ~ predicted minus observed. Thus, + indicates maximum predicted temperature occurred later than the data indicated. 3 Erratic thermocouple. 4 Observed temperatures are from thermocouples at elevations noted. 5 A current increase may have increased the local power at the midplane of rod 24. Calculations which include such a local power increase result in maximum temperature predicting approximately 100°F higher than those shown here.注記1 .最高温度偏差：予測値－実験値ここで＋は最高温度の過大評価を示す。最高温度発生時間：予測値－実験値2 .ここで＋は最高温度の発生時間予測値が実験値より遅いことを示す。 3.熱電対異常4 . (  )内は6ft以外の熱電対の位置を示す。 5.電流増加によりロッドNo.24の中間面での局所出力が増加していたと考えられる。局所的出力増加を含む計算では，最高温度でここで示す値よりも約100° Ｆ高く予測する。 (6ftまたは記載された高さでの熱電対位置) 9 8 15 22 29 36 43図4-2 BWR-FLECHT実験， Zr2Kバンドル配置局所出力分布○実験結果解析結果(50%MWR)解析結果(100%MWR)ロッド30)美験結果解析結果(50%MWR)解析結果(100%MWR)
4.3炉心冷却実験解析
4.3.1 8×8燃料集合体の炉心スプレイと冠水の冷却効果確認実験(10) (1)概要8×8燃料集合体のＬＯＣＡ時炉心ヒートアップ計算モデルの妥当性を確認するため、ＢＷＲ実機の８×８燃料集合体１体を実寸大で模擬した電気加熱，ステンレス鋼被覆管による実験装置を用いたＥＣＣＳによる炉心冷却実験である。図4-7に実験装置を示す。本実験では，炉心スプレイによる冷却効果及び炉心スプレイの集合体下部からの冷却材流入（再冠水）効果を確認し，スプレイ流量及び再冠水速度，時間をパラメータとした実験を行い，炉心ヒートアップ計算モデルの妥当性確認を行っている。計算モデルによる実験解析の結果は，実験の被覆管最高温度と比較して，－30° Ｆから＋100° Ｆ（－17℃から＋56℃）の範囲に入っていることを確認した。
(2)実験条件
実機ＢＷＲの燃料集合体出力及びスプレイ流量などを仮定し，炉心スプレイ作動開始から再冠水までの期間の被覆管温度を計測した。主な実験条件は下記である。 ①冷却モード上部スプレイ，スプレイと再冠水②模擬燃料集合体形状実機ＢＷＲの実寸大8×8型③模擬燃料被覆管材質ステンレス鋼④冷却材流量集合体当りスプレイ流量：0.5～11.8  gpm ⑤スプレイ開始時間⑥再冠水開始時間(スプレイ開始後)冠水速度：0.5～6  inch/s事故後30秒を模擬45～515秒⑦冷却開始時の被覆管温度 1040～1825° F（約560～996℃） (8)集合体出力200～300 kW ⑨軸方向ピーキング係数1.4 @ 局所出力分布BWR6プラントの代表例（図4-8) ①模擬燃料棒内ガス圧力加圧なし(12)系統圧力

(3)妥当性確認結果
炉心ヒートアップ計算モデルの妥当性確認は，スプレイ冷却と再冠水冷却を組み合わせた実験，及びスプレイ冷却のみの実験について行われた。スプレイ冷却と再冠水冷却を組み合わせた実験の結果と解析結果の比較を図4-9に示す。図4-9は，集合体内で最高温度を示す燃料棒について，スプレイ及び再冠水による冷却を模擬した実験結果と炉心ヒートアップ計算モデルによる実験解析結果を比較したものである。図中の水平線は集合体内最高温度の予測値を示している。この結果より，実験解析の結果は実験の最高温度（1327 （約720℃） ～ 2084° F (約1140℃))と比較して− 30° F (約17℃)から+ 100° F (約56℃)の範囲に入っており，大部分の実験結果の最高温度を上回っていることが分かる。図4-9    8×8燃料集合体冷却効果確認実験試験条件
•加熱部下端の冠水時間•ピーク出力

4.3.2 8×8燃料集合体の内圧下ＥＣＣＳ冷却実験(11)
(1)概要
本実験は，８×８燃料集合体，内圧加圧燃料棒，ジルカロイ被覆管のＬＯ C A時冷却特性の妥当性を確認するため，ＢＷＲ実機の８×８燃料集合体１体を実寸大で模擬した実験装置を用いたＥＣＣＳによる炉心冷却実験である。4.3.1節に述べた実験と異なる点としては，燃料棒内のＦＰガスインベントリを横擬するためアルゴンガスで初期に加圧した点とジルカロイ被覆管を用いた点である。図4-10に実験装置を示す。本実験では，ＢＷＲ６プラント用8×8燃料集合体と取替用8×8燃料集合体の2種類の燃料集合体について実験が行われ，炉心ヒートアップ計算モデルによる実験解析と実験結果の比較から，モデルの妥当性を確認している。炉心ヒートアップ計算モデルによる実験解析結果は、ＢＷＲ６用燃料集合体では350° F（約194℃），取替用燃料集合体では600° F（約333℃）高く，過小評価はわずかであるとの結果を得た。これより，炉心ヒートアップ計算モデルの妥当性を確認した。
(2)実験条件
本実験では，炉心スプレイ流量，集合体初期出力などプラントの違いを考慮した実験を行うため，ＢＷＲ６用燃料集合体及び取替用燃料集合体の2種類について実験を行い，集合体内全燃料棒の被覆管温度を計測した。主な実験条件は下記である。

2-46
(3)妥当性確認結果
実験結果における被覆管最高温度に対する炉心ヒートアップ計算モデルによる実験解析の被覆管最高温度の差を，集合体内の代表的な燃料棒について表4-3及び表4-4に示す。なお，ロッド番号37はウォータロッドであるため温度評価の対象外とする。 ・表4-3に示すBWR6用燃料集合体の実験解析では，集合体内最高温度（P ＣＴ）は実験値に対して6° Ｆ(約3℃) (準)高くなり，良い一致を示した。また，集合体内の３本の燃料棒のみ実験結果より低い温度（15～20° F (約8〜11℃））を示しているがその差は小さく，その他大部分が実験結果を上回っておりその最大値は約390° F（約199℃）である。 •表4-4に示す取替用燃料集合体の実験解析では，集合体内最高温度（P ＣＴ）は実験値より103° Ｆ（約57℃）（笹）高い値を示した。また，集合体内の3本の燃料棒のみ実験結果より低い温度(4～50° F(約2～28℃))を示しているがその差は小さく，その他大部分が実験結果を上回っておりその最大値は約600° F（約333℃）である。 •実験と解析結果の主要な差は，実験のスプレイ冷却が解析のスプレイ冷却に対して上回っていることによる。 (注) 6° F (約3℃)及び103° F (約57℃)は表に示されていない燃料棒で生じている。
2-47

表4-4

4.4 スプレイ冷却特性実験解析(12)
(1)概要
本実験装置は，実機９×９燃料を模擬した実寸大の模擬燃料集合体（チャンネル・ボックス装着），横擬燃料集合体を格納した圧力容器，圧力容器内へのスプレイ水供給系，圧力容器への蒸気供給系及び圧力容器内で発生する蒸気の排出系から構成されている。横擬燃料集合体は電気加熱され，炉心スプレイ系を模擬した冷却状態での冷却特性実験を行った。実験は,実機の再循環配管両端破断事故を模擬したシステム実験として，スプレイ熱伝達実験及び大破断ＬＯＣＡ模擬実験を行った。図4-13に実験装置を示す。大破断ＬＯＣＡ模擬実験より，実機の燃料被覆管温度を実験的に確認するとともに非発熱体となるウォータロッドの濡れ特性について評価し， C H A S T Eコードの妥当性確認を行い，スプレイ冷却及び輻射の組み合わせによる熱伝達モデルにより，実験解析の結果は実験結果を上回ることを確認している。
(2)実験条件
大破断ＬＯＣＡ模擬実験では，実機大破断ＬＯＣＡにおいて炉圧が大気圧となる事故後40秒以降の状態を模擬するために，実験条件を以下のように設定している。また，表4-5に実験条件を示す。 ①スプレイ流量実機の最低スプレイ流量である3gpm／バンドルを設定した。 ②バンドル出力初期出力を実機の事故後40秒での値とし，その後の崩壊熱の時間変化もGE（平均）+3 σにより考慮している。また，実機燃料と模擬燃料の熱容量の違いを反映するために，出力をさらに厳しく1.2倍した実験も行っている。 ③初期燃料棒表面温度ベースケースではスプレイ熱伝達実験と同様に500℃としたが，出力を1.2倍したケースでは実機で想定される700℃の条件とした。
(3)妥当性確認結果
炉心ヒートアップ解析に用いるＣＨＡＳＴＥコードの妥当性及び保守性を確認するため，表4-5の実験条件に示したT1，T2実験の実験解析を実施した。図4-14，図4-15に最高出力断面の各燃料棒表面温度について実験値と解析結果の比較を示す。いずれの実験においても，ＣＨＡＳＴＥコードによる解析は実験結果を良く模擬している。また，解析値は実験値よりも高めとなっており，燃料被覆管温度の最高値の比較ではＣＨＡＳＴＥコードがT1実験で約34℃, T2実験で約93℃高めとなっている。レイ冷却特性実験装スプ図4 — 13

4.5実機解析への適用性
B W RのL O C Aを模擬した燃料集合体冷却実験は，実機の燃料集合体1体を実寸大で模擬しており，集合体出力，出力分布，炉心スプレイ流量，炉心再冠水速度等の実験条件も実機条件に設定して実施されている。これらの実験結果と実験解析結果を比較すると，燃料被覆管最高温度は，前節に述べたように，実験解析結果の大部分が高く予測することを確認した。有効性評価における重要現象は，2章に述べたように，設計基準事故のＬ O C Aと同様であり，燃料被覆管温度が評価指標であることから，それを安全側に予測できるＣＨＡＳＴＥコードは有効性評価に適用できる。
5.有効性評価への適用性
4章に記載した実験解析をふまえ，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）
ＣＨＡＳＴＥコードで取り扱う評価指標は，燃料被覆管温度である。燃料被覆管温度は熱伝達係数に依存する。主に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)崩壊数
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ＣＨＡＳＴＥコードの入力として使用しているため，有効性評価では崩壊熱の不確かさの燃料被覆管温度への影響は小さい。
(2)燃料棒表面熱伝達
対流熱伝達は，ＳＡＦＥＲコードにおいて燃料被覆管温度を保守的に評価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，有効性評価解析においてもＳＡＦＥＲコードの解析結果を引き継ぐため燃料被覆管温度は高めに評価される。輻射熱伝達は，一般的な計算手法であるため，燃料の幾何形状等を入力することにより，また，過渡時の燃料被覆管の変形も考慮することにより燃料被覆管，チャンネルボックス等の温度を現実的に評価することができな。
(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ー水反応を計算する。破裂を判定する限界応力は，図3-5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，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。
5.2不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点）
ＣＨＡＳＴＥコードが適用される可能性のある有効性評価では，ＳＲＶを使用した原子炉減圧操作及び代替注水系等を使用した原子炉注水操作である。この操作は原子炉圧力を低下させ，低圧注水系による原子炉注水を促進させるために実施する。この運転員操作は，代替注水系及び代替電源の準備の完了の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ため，燃料被覆管温度を起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作に与える影響はない。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。

6.