A E R I -fvl JAERI -M 82-039...JAERI-M 82-039 ( 1982 4p 3 ^ 29 #ICTMI - 2 ^PO^teEt®,...

JAERI -M

82-039

Japan Atomic Energy Research Institute

"" A E R I -fvl

82-039

炉心損傷に関する研究の現状と課題

198 2年 5月

炉心損傷研究に関する調査検討タスクフォース

日本原子力研究所Jcpαn Atomic Energy Research Institute

JAERI-M v*"- K i ,

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JAERI-M reports are issued irregularly.

Inquiries about availability of the reports should be addressed U> Information Section, Division

of Technical Information, Japan Atomic Energy Research Institute, Tokui-mura, Naka-gun,

Ibaraki-ken 319-11, Japan.

©Japan Atomic Energy Research Institute, 1982

JAERI.Mレポートは，日本原子力研究所が不定期lに公刊している研究報告書です。

入手ーの開会わせは. 日本原子力研究所技術併報部情報資料課(干3[9.11;夜城県那珂郡東

御村)あて，お申しこしくださ L、。なお，このほかに財団法人原子・カ弘済会資料センター

{〒319寸1茨城県郭河郎東海村日本原子力研究所内)で後写による実伐材1布をおこなって

おります。

JAERI・M repol'ts al'e issued irrcgularly.

Inquiries about availability 01 the I'eports should be addressed 10 Jlllorrlla tio/l S町 110n.J)ivisjon

01 Technical Information， Jnpan Atomic Enel'gy Heseal'ch Institute， Tokai.mul'n， Naka.gun，

Ibar

。Japnn A tomic Ene，'gyh蜘凶 [nstitutc，1982

蜘~兼発行日本原子力研究所

印刷いばらき印刷(附

JAERI-M 82-039

( 1982 4p 3 ^ 29

#ICTMI - 2 ^ P O ^ t e E t ® , •Jtp/WIIS»ite (Severe Core Damage Accident)

, FP

JAERI-M 82-039

炉心t員傷11:関する研究の現状と課題

日本原子力研究所

東海研究所炉心領傷研究に関する調査検討タスクフォース

C 1982年 3月29日受理〉

近年，特11:TMI -2号炉の事故以降，炉心鍋傷事故 CSevere Core Damage Accident )

11:関する研究の必要性が叫ばれている。そとで安全工学部を中心としてタスクフォースを編成し

炉心損傷事故における各事象，研究の現状について調査し，今後必要と思われる研究課題につい

て検討を行った。

本報告書は上記の調査，検討の結果を，炉心損傷事故シーケンス，炉心崩境・融体挙動， FP

の挙動，水素の発生・爆発，水蒸気爆発，絡納容器の健全性11:分けて，独自の解析評価の結果も

含めてまとめたものである。

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Present Status and Needs of Research on Severe Core Damage

Severe Core Damage Research Task Force

Tokai Research Establishment, JAERI

(Received March 29, 1982)

The needs for research on severe core damage accident have been

emphasized recently, in particular, since TMI-2 accident. The Severe

Core Damage Research Task Force was established by the Divisions of

Reactor Safety and Reactor Safety Evaluation to evaluate individual

phenomenon, to survey the present status of research and to provide the

recommended research subjects on severe accidents.

This report describes the accident phenomena involving some analyt¬

ical results, status of research and recommended research subjects on

severe core damage accidents, divided into accident sequence, fuel

damage, and molten material behavior, fission product behavior, hydrogen

generation and combustion, steam explosion and containment integrity.

Keywords: Severe Core Damage, Melted Fuel, Debris, Fission Product,

Hydrogen, Steam Explosion, Containment, Risk

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Present Status and Needs of Research on Severe Core Damage

Severe Core Damage Research Task Force

Tokai Research Estab1ishment， JAERI

(Received March 29， 1982)

The need~ for research on severe core damage accident have been

emphasized recent1y， in particu1ar， since TMI-2 accident. Th邑 Severe

Core Damage Research Task Force was estab1ished by the Divisions of

Reactor Safety and Reactor Safety Eva1uation to evaluate individual

phenomenon， to survey the present status of research and to provide the recommended research subjects on severe accidents.

This report describes the accident phenomena involving some analyt-

ical results， status of research and recommended research subjects on

severe core damage accidents， divided into accident sequence， fu邑l

damage， and molten materia1 behavior， fission product behavior， hydrogen generation ~nd combustion， steam explosion and containment integrity.

Keywords: Severe Core Damage， Me1ted Fuel， Debris， Fission Product， Hydrogen， Steam Exp10sion， Containment， Risk

11

JAERI-M 82-039

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JAERI -M 8~ -039

序文

原子府の工学的安全性研究は， 1970年代から着々と進められてきた。原研においても，原子

炉施設等安全性研究専門部会の定める安全性研究年次計画にしたがって.幾つかの実証試験研究

を進め，期成された成果をあげてきた。既に 2-3の実証試験においては，安全裕度を確認する

という所期の目的を達したものもある。

原研における安全性研究は，多重防護の第 3段のレベル.すなわち，万一事故が発生しでも，

その影響拡大を辰少限にとどめ，一般に被害が及ばないようにする乙とに関する分野，特IC設計

条件事故の範崎の研究を主として進めてきている。しかし TMI-2号炉の事故は，運転員の過

失によってひき起されたとはいうものの，上記事故シナリオとは全く異なった様相を示しており，

種々の条件の下での現実の原子炉のふるまいについて.充分なデータを蓄積しておく乙との重要

性を認識8せるものであった。

乙のような事情から.工学的安全性研究の見直しがら必要であるとの判断の下κ，安全工学部内

IC，新工学安全性研究タスヲフォースを設置し，炉心街傷研究の現状と問題点について検討を重

ね，昭和 56年5月に第 l次報告書をまとめた。しかし，乙の第 l次報告書の段階では，主とし

て，データの現状把慢にとどまっており，乙れらに対処するための新しい安全性研究課題を設定

するには，なお一層の検討か必要であった。

適切な炉心街傷研究を適正な規模で進めていくためのデータベース梅築のため.上述タスヲフ

ォースjCメンバーを追加して強化し，出来るだけ多くの知見を参照しつつ，研究の重要度の担握

に重点を置いて，ひきつづき検討を行ってきた。

本報告書はそのまとめであり，炉心街傷Iζ関する理解と，同研究計画の策定の参考になるもの

と期待している。

昭和 57年3月

安全工学部長

経木学

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JAERI -M 82 -039

川崎了

生岡目健

村尾良夫

尾軍治

富満夫

回正明

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タスクフォース委員

安全工学部，燃料安全第 3研究室

安全工学第 l

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一一一夫策

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斎藤伸

藤城俊

塩沢周

植田惰三

阿部清治

村松健

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燃料安全第 l

反応度安全研究室

構造強度研究室

安全解析部.安全性コード開発室

11

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11

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(0印はグループの責任者;その他は 50音順)

"

各委員の調査及び執筆筒所は下記の通りである。

第 I章緒論川崎

第 2章事故シーケンス O 阿部，村松

第 3i主炉心崩壊・融体挙動 O斎藤.趨沢，西尾，村尾，村松

第 4章 FPの挙動 O西尾，内田，村松

第 5章水素発生，燃焼，炉発及び対策 O藤城，阿部，成富

第 6草-水蒸気爆発 O藤城

第 7m 格納容器の挙動 O生悶日，組問

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JAERI-M 82-039

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2.1.2 SCDViK^-'trV^fflTÔSft 4

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2.1.4 SCD^&^-^vxSff&lcfcttafclifgSffi 7

2.2 fS->-^^«-F!l 7

2.3 ¥&•>-•5r>'XlC|$-f5W3£x--7 10

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3.2.2 'b(m LOC A icmm-tZfabMffi •>-***• 18

3.2.3 fcVS&m&IZiglRtZ&'bim'>-***• 21

3.a4 xy7A^fpiij^ffoBifttimmmiticmmtstf^ws^-^^ 22

3.3 mUKnMWcftm&R&t&T- 22

3. a 1 *p/MM 22

3. a 2 &mmmmn® ,-• 32 3.3.3 Mfct? VV iJ-KOfflSftfll 36

3. 4 OT'ÔiifciittfSai 38 3.5 0T'#r-v 43

4. FP ©fjtif/ 74

4.1 mt&mm&mm 74 4.2 fapit^w&tmiLiDi&w. 75

4.2.1 Mnfrl><DFP<OW(.ti\ 76

4.2.2 UkWmtpW? <omW) 77 4.2.3 faffl®%iFl(DFP<Dl£W} 78

4.2.4 FP 0&J?j^0i$/!fil£Bi» 79

4. 2. 5 FP fiktiiMcDUW- 80

4. 3 ®%.mMt?%M& 81

4. 4 0FjfcM 82

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]AERI-M 82-039

目次

1. 緒論....・ H ・-…・ H ・H ・....・ H ・..，…....・ H ・........・ H ・....・ H ・....・ H ・・…・…......・ H ・..…....・ H ・

Z 事故シーケンス….....・ H ・......…...・ H ・..…..，・ H ・...，・ H ・."・ H ・-・・ H ・H ・...・ H ・...・ H ・...・ H ・H ・ 4

2. 1 シーケンス研究の目的と方法...・ H ・H ・H ・..… H ・H ・...・ H ・.....・ H ・..…...・ H ・.....・ H ・........ 4

2.1.1 SCD事故シーケンス研究の目的…...・ H ・..…...・ H ・.....・ H ・..…...・ H ・.....・ H ・..… 4

2.1.2 SCD事放シーケンス研究の方法'"・ H ・..…...・ H ・-・……・・.......……...・・ H ・H ・ 4

2. l. 3 本報告書でのアプローチと検討範囲…...・ H ・H ・H ・..…...・ H ・......・ H ・-・・・・.....・ H ・. 5

2.1.4 SCD事故シーケンス研究における検討課題...・ H ・..……...・ H ・.....・ H ・......・ H ・ 7

2.2 事故シーケンスの一例…...・ H ・.....・ H ・.....・ H ・....・ H ・......・ H ・.....・...…....・ H ・.....・ H ・.. 7

2. 3 事故シーケンス 1;::関する研究テーマ…'"・ H ・..…...・ H ・.....・ H ・H ・H ・..…......・ H ・H ・H ・. 10

参考文献……...・ H ・..…...・ H ・.....・ H ・..…....・ H ・...・ H ・......・ H ・....・ H ・...・ H ・..….....・ H ・.. JO

3. 炉心崩主主・融{本挙動・ H ・H ・..…..............・ H ・H ・H ・...・ H ・H ・H ・...・ H ・-………・・…・-… H ・H ・... 14

3. 1 事故事象の純要・ H ・H ・..…・・ H ・H ・-…..… H …...・ H ・..…・・…...・ H ・........・ H ・......・ H ・... 14

旦2 事象の経過…...・ H ・.....・ H ・H ・H ・.....・ H ・.........…....・ H ・...…...・ H ・....・ H ・.....・ H ・'"・ H ・-・ 14

3.2. 1 大破断 LOCA1;::起因する炉心煩傷シーケンス…...・ H ・..…… H ・H ・.....・ H ・...… 14

3.2. 2 小紋断 LOCA1;::起因する炉心街傷シーケンス…...・ H ・H ・H ・....・ H ・-… H ・H ・... 18

3. 2.3 反応度事故1;::起因する炉心損傷シーケンス…...・ H ・....・ H ・.....・ H ・...……・ H ・H ・.. 21

3.2.4 スクラム不作動を伴う異常な過波変化に起因する炉心損傷シーケンス…...・H ・ 22

3.3 事象の進展に影響を及ぼす因子...・ H ・..…...........・ H ・..… H ・H ・...・ H ・...........・ H ・..... 22

3.3. 1 炉心損傷....・ H ・."…・…・・……......・ H ・...・ H ・.......・....・ H ・..…...…・・…......…・・ 22

3.3.2 圧力容器溶融貫通………......・ H ・-・…....・ H ・....…....・ H ・'"・ H ・H ・...…....・ H ・.... 32

3.3. 3 融体とコンクリートの相互作用………………...・ H ・.....・ H ・..…...・ H ・....・ H ・-… 36

3.4 研究の現状と主な成果・.....・ H ・....・ H ・..……..，・ H ・-…・・，....・ H ・-…・・…….....・ H ・.....… 38

3.5 研究テーマ ……..…・・…….......…...・ H ・-…...... …・・ H ・H ・...・ H ・..…….............. 43

4. FPの挙動...・ H ・...・ H ・.....・ H ・-…......・ H ・....…..............…・...・ H ・H ・H ・..…...・ H ・........目 74

4. 1 事故現象の続安………...・ H ・..…-…・・…・・・……...・ H ・-……...........・ H ・...・ H ・..……・・・ 74

4.2 般討すべき事象と研究の現状...・ H ・...・ H ・H ・..…....・ H ・....・ H ・.....・ H ・..….，.，.・ H ・..…・ 75

4.2. 1 燃料からの FPの放出 H ・H ・...……………...・ H ・.....・ H ・-…...・ H ・...………...・ H ・. 76

4.2.2 次系配管中のFPの挙動…....・ H ・H ・H ・.....・ H ・...・…・・ H ・H ・......・ H ・............… 77

4.2.3 俗納容探内の FPの挙動…………・・………・・…........，.....…....."..…...・H ・.. 78

4.2.4 FPの現出への漏洩終f!ti...・ H ・..…・・・…..，.・ H ・".・ H ・・ H ・H ・-… H ・H ・..… ...・ H ・.. 79

4.2目5 FP放出鼠の計算…・・ H ・H ・.......・ H ・...・ H ・H ・H ・..… H ・H ・H ・......・ H ・...・ H ・..……… 80

4.3 現象即解と問題点…，.，.・ H ・...・ H ・....・ H ・..，・ H ・.....・ H ・H ・H ・...・ H ・'"・ H ・...・ H ・.....・ H ・..…・ 81

4. 4 研究課題・....・ H

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JAERI-M 82-039

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5.2.3 mtto&&mftew®m^<o%m 108 5.2.4 JkmoMffi, Ji^KfitofcJ6©*fm 103

5.3 i&§k£fflm& 110

5. 4 OT3bT-T 112

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VI

]AERI-M 82-039

5. 水素の発生，爆発および対策……...・ H ・H ・H ・.....・ H ・..…・・……………...・ H ・..一一...・ H ・.. r4

5.1 事故現家………・...・ H ・..・……...・ H ・......・ H ・...…........…........…・・・・.....・ H ・-…. 94

5.2 検討すべき事象と研究の現状...・ H ・.....・ H ・.......・ H ・-…....・ H ・-一…...・ H ・-…...・ H ・ 95

5.2. 1 水素発生・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 95

5.2.2 水素の伊姥，爆発…・・ H ・H ・......・ H ・.......・ H ・H ・H ・-……・・........・ H ・H ・-…-・…-…・.102

5.2.3 燃焼の結果及び格納容器への影響...，・ H ・...…...・ H ・...・ H ・......・ H ・'"・ H ・・・ H ・H ・... 108

5.2.4 水素の燃焼，爆発防止のための対策…...・ H ・......・ H ・...・ H ・...・ H ・H ・'"・ H ・-…-… 103

5.3 成果と問題点...・ H ・-…...・ H ・......・ H ・...… H ・H ・....………....・ H ・..……・・………....・ H ・110

5目4 研究テー 7 ・・・……・-…・……...・ H ・..………………...・ H ・..………...・ H ・H ・H ・..………… 112

参考文献……...・ H ・..........・ H ・・・・・・ H ・H ・........・ H ・..…................・ H ・...….....・ H ・-…・ 116

6. 水蒸気爆発・........…・・・….....・ H ・-…・…...・ H ・-……...・・ H ・H ・-…....・ H ・-…...・ H ・...・ H ・...・ H ・126

6. 1 事故現象……...・ H ・・・ H ・H ・..…...・ H ・......・ H ・....・ H ・.......・ H ・....…....・ H ・-………'"・ H ・.. 126

6.2 研究の現状………・…・ H ・H ・...… H ・H ・.........・ H ・..........・ H ・.....・ H ・-・…….....・ H ・-… 127

6.2. 1 水蒸気爆発の初期事象，条件IC閲する研究….....・H ・..…・・…・・…・・・…...・H ・. 127

6.2. 2 溶融炉心の納片化及び水蒸気爆発のメカニズム，1:関する研究……・・…...・H ・. 128

6.2. 3 破壊力発生の効率に関する研究…...・ H ・.....…....・ H ・-…...・ H ・....・・ H ・H ・-……・・ 129

6.2.4 水蒸気爆発の影響評価研究…・…...・ H ・...・…....・ H ・...・ H ・-… H ・H ・-・…目目・ H ・H ・-… 130

6. 3 研究成果と問題点…....・ H ・..…・…・…・・………・・….......・ H ・...・ H ・........・ H ・…'"・ H ・.. 132

6. 4 研究テー7 ……....・ H ・-…・・ H ・H ・....・ H ・H ・........・ H ・.....・ H ・.....・ H ・...・ H ・........・a・-… 132

参考文献…...・ H ・........・ H ・....・ H ・H ・H ・.........…...・ H ・...・ H ・...…・・・………......・ H ・.... 134

7. 格納容器の健全性・…....・ H ・.........・ H ・....・ H ・....・ H ・."・ H ・...・ H ・-…-…'"・ H ・....・ H ・H ・H ・-…・ 144

7. 1 事故事象 ……..…・・・…......・ H ・-……...・ H ・...…-…・・……………...…・…........・ H ・... 144

7.2 事象の概要と研究の現状....・ H ・-…・・…....・ H ・..…・ H ・H ・-…....・ H ・..………………・ 145

7.2.1 SCD事故時の梅納容器の圧力，温度応答の評価……… H ・H ・.......・ H ・.....・ H ・. 145

7.2.2 大型装置による格納容器実験…....・ H ・.....・ H ・..………...・ H ・-…...…・…・....・ H ・. 148

7.2.3 格納調書熱水力挙動解析コードー…… H ・H ・-…・・……..…...…・・…・…-… 150

7.2.4 S CD事故時の格納容穏の櫛造応答...・ H ・-……...・ H ・-…....・ H ・.......・ H ・...・ H ・.. 152

7.3 成果と問題点・ H ・H ・H ・H ・....・ H ・....・ H ・.....・ H ・..，・ H ・...・ H ・..…・・…・・・…......・ H ・.....…・・ 156

7.4 研究課題…・ H ・H ・...・ H ・....・ H ・...・ H ・-….....・ H ・........・ H ・..…...…....・ H ・-…一…・・ H ・H ・. 157

参考文献..........・ H ・...・ H ・...・ H ・-……......・ H ・H ・H ・-・…・…...・ H ・.....・ H ・............・ H ・... 158

あとがき…...・ H ・..………...・ H ・..…… H ・H ・…・ H ・H ・..……...・ H ・..… H ・………...・ H ・H ・H ・..183

付録

A. SCD事故対策11:関する検討・ H ・H ・..…...・ H ・-…・・…・・…...・ H ・...

vl

JAERI-M 82-039

Contents

1. Introduction 1

2. Severe Core Damage (SCD) Accident Sequences 4

2.1 Objectives and Methodology of Sequence Study 4

2.1.1 Objectives of SCD Accident Sequence Study 4

2.1.2 Methodology for SCD Accident Sequence Study 4

2.1.3 Approach Taken in This Report 5

2.1.4 Some Issues of SCD Accident Sequence Study 7

2.2 Example of SCD Accident Sequence 7

2.3 Subjects for Further Study 10

3. Core Damage and Molten Material Behavior 14

3.1 Outline of Accident Phenomena 14

3.2 SCD Accident Sequences 14

3.2.1 Accident Sequence Caused by Large LOCA 14

3.2.2 Accident Sequence Caused by Small LOCA 18

3.2.3 Accident Sequence Caused by Reactivity Initiated

Accident 21

3.2.4 Accident Sequence Caused by Anticipated Transient

Without Scram 22

3.3 Influential Phenomena on Accident Consequence 22

3.3.1 Core Damage 22

3.3.2 Pressure Vessel Melt-through 32

3.3.3 Molten Material-Concrete Interaction 36

3.4 Present Status of Research 38

3.5 Subjects for Further Research 43

4. Fission Product Behavior 74


4.2 Items to be Studied and Present Status of Research

on Fission Product Behavior 75

4.2.1 Fission Product Release fr.)m a Fuel Rod 76

4.2.2 Fission Pr'iuct Behavior in a Primary Pipe 77

4.2.3 Fission Product Behavior in a Containment 78

4.2.4 Fission Product Release into Environment 79

4.2.5 Sample Calculational Result on Fission Product

Release 80



vii

JAERI-M 82-039

Contents

1. Introd11cti~n •• •• • • '1 . . . . . . ... . .. .. .. . . . . . . ... .. . . . . . . . . . . .. . . . 1

2. Severe Core Damage (SCD) Accident Sequences •••••••••••••••••• 4

2.1 Objectives and Method010gy of Sequence Study ........，..... 4

2.1.1 Objectives of SCD Accident Sequence Study ••••••••••••• 4

2.1.2 Method010gy for SCD Accident Sequence Study ••••••••••• 4

2.1.3 Approach Taken in This Report •••••••••••••••••••••..•• 5

2.1.4 Some lssuas of SCD Accident Sequence Study •••••••••••• 7

2.2 Examp1e of SCD Accident Sequence •••••••••••••••••••••••••• 7

2.3 Subjects for Further Study •• • • • • •• • • • • • • •• • • • • • •• •• • •• • • •• 10

3. Core Damage and Mo1ten Materia1 Behavior ••••••••••••••••••••• 14

3.1 Out1ine of Accident Phenomena ••••••••••••••••••••••••••••• 14

3.2 SCD Accid己ntSequences • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • I • • • • •• 14

3.2.1 Accident Sequence Caused by Large LOCA •••••••••••••••• 14

3.2.2 Accident Sequence Caused by Sma11 LOCA •••••••••••••••• 18

3.2.3 Accident Sequence Caus邑dby R邑activityInitiated

Accident • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • . • • • • • • • • • • • .， 21

3.2.4 Accident Sequence Caused by Anticipated Transient

Without Scram • • • •• • • • • • • • • • • • •• • • • • • •• • • • • • • •• • •• • • • •• 22

3.3 Inf1uentia1 Phenomena on Accident Consequence •••••••••.••• 22

3.3.1 Core Damage ••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••• 22

3.3.2 Pressure Vesse1 Me1t-through •••••••••••••••••••••••••• 32

3.3.3 M01ten Materia1-Concrete lnteraction •••.•••••••••••.•• 36

3.4 Present Status of Research •• • • • • • • • . • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • •• 38

3.5 Subjects for Further Research ••••••••••••••••••••••••••••• 43

4. Fission Product Behavior • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • •• 74

4.1 Out1ine of Accid邑ntPhenomena •• • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • •• 74

4.2 工temsto be Studied and Present Status of Research

on Fission Product Behavior ••••••••••••• •••••• • ••• ••• •• ..， 75

4.2.1 Fission Product Re1ease fl':lm a Fue1 Rod ••••••••••••••• 76

4.2.2 Fission Pr'Juct Behavior in a Primary Pipe •••.•••••••• 77

4.2.3 Fission Product Behavior in a Containment ••••••••••••• 78

4.2.4 Fission Product R邑1easeinto Environment •••••••••••••• 79

4.2.5 Samp1e Ca1culational Result on Fission Product

Release ••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••• 80

4.3 Present Status of Research • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • •• ......... 81


VII

JAERI-M 82-039

5. Hydrogen Generation, Combustion and Mitigation 94

5.1 Accident Fhenometia 94

5.2 Items to be Studied and the Status of Research 95

5.2.1 Hydrogen Generation 95

5.2.2 Hydrogen Combustion and Detonation 102

5.2.3 Consequences of Hydrogen Combustion or Detonation,

and the Influence to the Containment Integrity 108

5.2.4 Prevention of Hydrogen Combustion and Detonation 108

5.3 Present Status of Research HO


6. Steam Explosion 126

6.1 Accident Phenomena . 126

6.2 Status of Research 127

6.2.1 Research on Initial Conditions for Steam Explosion .... 127

6.2.2 Research on Molten Core Fragmentation and the

Mechanisms of Steam Explosion 128

6.2.3 Research on Mechanical Energy Conversion Efficiency ... 129

6.2.4 Research on the Consequences of Steam Explosion 130



7. Containment Integrity 144


7.2 Trial Evaluation on Accident Consequences and Status

of Research 145

7.2.1 Evaluation on Pressure and Temperature Responses

of Containment at SCD Accident 145

7.2.2 Large Scale Containment Integrity Experiments , 148

7.2.3 Analytical Code on Thermal Hydraulic Behavior

in Containment I 5 0

7.2.4 Containment Structural Integrity at SCD Accident 152



Afterward 1 8 3

Appendices

A. Some Discussions on Strategies against SCD Accidents 184

A. 1 Areas That Need Research and Development 184

VIII

JAERI-M 82-039

5. Hydrogen Generation. Combustion and Mitigation . •••.•••.•.•.• 94

5.1 Accident Phenomefla • • • • • . • • • • • • • . • . • • • • • • • • • • • • . • . • . • . • . • . • 94

5.2 Items to be Studied and the Status of Research •••••••••••• 95

5.2.1 Hydrogen Generation ................................... 95

5.2.2 Hydrogen Combustion and Detonation •••.•.•••••.•••.•••. 102

5.2.3 Consequences of Hydrogen Combustion or Detonation，

and the Inf1uence to the Containment Integrity •.•••••. 108

5.2.4 Prevention of Hydrogen Combustion and Detonation •••••• 108

5.3 Present Status of Research • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • . . • . • • •. 110


6. Steam Exp1osion •••••.•••••.••••••••••.•••••••••.•••...•••••.. 126

6.1 Accident Phenomena • • • • • • • . • • • • • • • • • • • • • • . • • • . • . • . • . • . • • • " 126

6.2 Status of Research • •• • • • • • • • • . . • • • • • •• • •• • . • • •. • . • . •• • . ••• 127

6.2.1 Research on Initia1 Conditions for Steam Exp1osion .•.• 127

6.2.2 Research on Mo1ten Core Fragmentation and the

Mechanisms of Steam Exp1osion •••••••••••.•.•.•••.•.•.• 128

6.2.3 Research on Mechanica1 Energy Conversion Efficiency •.• 129

6.2.4 Research on the Consequences of Steam Exp1osion •.••••• 130

6.3 Present Status of Research ................................ 132

6.4 Subjects for Further Research .••••••••••••••••••.•••••.•.• 132

7. Containment Integrity • • • •• •• • • • • •• • • •• • . • •• • • •• • • • • •• • •. • •• •• 144

7.1 Out1ine of Accident Phenomena •••••.•••••••••••••.•••••.•.• 144

7.2 Tria1 Eva1uation on Accident Consequences and Status

of Research • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • •• 145

7.2.1 Eva1uation on Pressure and Temperature Responses

of Containment at SCD Accident ••••••.•••.•.•••••••••.• 145

7.2.2 Larg邑 Sca1eContainment Integrity Experiments 0........ 148

7.2.3 Ana1ytica1 Code on Therma1 Hydrau1ic Behavior

in Containment • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • . • • • • . . • • • • • . • • •• 150

7.2.4 Containment Structura1 Integrity at SCD Accident •••••• 152

7.3 Present Status of Research ••••••••••••••••.••••.••••••.••. 156


Afterward ........... •••••• •• • ••• •• • • •• • • ••• • •• • • •• • I • • • • • • • • • • • • • I 183

Append1ces

A. Some D1scussions on Strate~ :l.es against SCD Accidents •••..•• 184

A.1 Areas That Need Research and Deve10pment •••••••••••••••• 184

VIII

JAERI-M 82-039

A.2 Use of Operational Experiences for Identification

of Sequences That. May Yield SCD Accidents 188

A.3 Identification of Plant Status during Accident

Conditions 189

B. Trial Evaluation of Fission Product Release during

Severe Core Damage Accident 192

Terminology 198

ix

JAERI-M 82-039

A.2 Use of Operationa1 Experiences for Identification

of Sequ巴ncesThat May Yie1d SCD Accidents ••••••••••••••• 188

A.3 ldentification of P1ant Status during Accident

Conditions ••• •• •••••••••••• ••••••••• •••••••• •••• ••• ••••. 189

B. Tria1 Eva1uation of Fission Product Re1ease during

Severe Core Damage Accident ••• •••••• •••••••••••• •• •••••• ••• 192

Termino1ogy • • • • • • • • • • . • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • •• 198

IX

JAERI-M 82-039

1.

(Design Basis Accident,

fc**. aiffi"t?(i*P/WaBPSc (Severe Core Damage, 3CD)

l iBli, Cftig i LYc C i 4, 7 x

A •> -fe y$gg (WAS H- 1400) TT'P' ^SfeO offiittA^JSS: tltz C i IC J; S*i, x 'J - -7 4 ;i/jg

2^ 'P (TMI

ofc0 SCD

(ii) TMI

(iio D B A

e>(c SCD Kft-rsiS'il^iSt o/;oa TMI

UO2

, TMI ^SScJyfi^&Tk^^JSfl, Sif*-=i y? U -J i , TMI V&W^BO'PT-IHofcti&KiPLT,

f t ^ W ^ J l i , NRU (Severe Fuel Damage, SFD) #,L>lcf"5 J;-5l£iI^£n

o *©fiijfflBI"T?(i SCD «:[$'(>•£ & L^LSuper SARA, MARVIKEN

IV, V, PBF

t : fe SCD «• if© =fc i, t&^©SCDW3£

-i

JAERI-M 82-039

1.緒論

原子炉の安全研究を行う場合には，まず何らかの事故を想定し，乙れによりひき起される現象

とその対策を調べるのが普通にとられる方法である。設計基準事故 CDesignBa';is Accident，

DBAlは安全解析を行うために想、定された事故であり，非常用炉心冷却]系(ECCSlは乙の想定

から生れた安全装置である。 ζれ迄行われてきた軽水炉の工学的安全研究で怨定した事故は

DBAが主なものであったが，最近では炉心損傷事故 (Severe Core Damage， SCD)を対

象とする研究も二，三の国でかなり行われるようになってきた。この動きの主要原因は，乙れ迄

精力を注ぎ込んでいた設計基準事故に対する安全研究が終了(1:近ずき余力が生じた乙とと，ラス

ムツセン報告 CWASH-1400)で炉心溶融の可能性が指摘された乙とによるが，スリーマイル島

2号炉 (TMI)の事故(1979年 3月28日発生)は SCD研究に一層の拍車をかける乙とにな

った。 SCD研究の意義は人によって異るが，大別すると下記の三つになる。

(ij 対象とする事故が起る確率が極端に小さくても影響が大きいものならば，現象を解明して

おかねばならない。

(jij TMI事故の解析のために SCDの現象解明が必要である。

(jiij DBAに対する現行の安全評価指針の意義ぞ明確にするためには，指針の範囲を越えた場

合の挙動を知っておかねは、ならなし、。換言すれば，指針の範囲の外側から事故現象を眺める

必要がある。

前述のように SCDK対する関心が高まったのは TMI事故以降であるが，西独及び米国内で

の一部の研究機関に於てはそれ以前から乙の分野の研究が行われていた。その中で特に有名なの

は KFKのHar耳enによって行われた，燃料集合体の加熱試験で=あろう。西独では乙の他』ζ ジノレ

カロイと U02 の反応や燃料及び鋼材の融体とコンクリートとの反応についても研究を行ってい

たが，TMI事故を契機に乙れ迄の研究計画の見直しを行っている。米国に於ては高速炉の事故

を対象にして， TMI事故以前から水蒸気爆発，融体ーコンクリート反応，熔融燃料の熱的挙動

などの研究を行っていたが， TMI事故が米国の炉で起った乙とも影響して，事故後は軽水炉に

ついても乙ω方面の研究1;::力を入れるようになった。その代表的な例は，NRU炉を利用した燃

料集合体の試験計画が燃料損傷 CSevereFue! Damage， SFD) 中心にするように提案され，

また PBFの研究計画が SFDのみになったζ とであろう。その他の国では SCDに関心をもっ

ているもの、，具体的な動きはどく一部に限られている。しかし SuperSARA， MARVIKEN

-rv， y， PBF tJ.どの国際共同研究では， SCDを対象とした具体的な研究計闘を作り，参加の

呼びかけを積極的11:行って，各国独自の SCD研究と著しい対照を見せている。

我国，;::於ても SCD解明1;::利用し得る研究結果は皆無ではないが，軽水炉の SCDを目的とし

て行われた研究例はなし、。日本11:於ても SCDをどのように取扱うべきかが各所で、議論されてい

るが， ζの議論を行うにあたっては，世界の SCD研究の現仏を認識しておくことが前提になる。

ζの要求K応えるため発足したのが本タスクフオースであり，既に第 l次報告書を56年5月iζ

作成した。さらに本報告を充実したものに改訂するため，数人の委員を追加して第 2次タスクフ

JAERI-M 82-039

( i ) D B A

(ii)

S C D

(il

(lii)

(iV) P P

(V)

(VI)

A ;

B ;

A

C ; A, B

, £

- 2 -

JAERI -M 82-039

オースが同年8月K.発足した。第 2次タスクフオースでの作業は，時間の都合で，第 1i欠では省

略せざるを得なかった下記の事項についての作業を追加するように努めた。

(i) DBAから SCD1<::移行する起因事象についての考察を行う。

(ji) 事故の各事象1<::対する考察をできるだけ定量的に行う。

SCD に関係する研究分野は，発生の確率論的研究，人的過誤問題， SCD防止対策，避難問

題，更には事故後の処理等多岐にわたるが，こ、では事故現象，すなわち rSCDが発生すれば，

どのような現象が起るか?Jと言う観点から，研究の現状を調査した。乙れを選んだ理由はどの

分野の研究(又は対策)を行う場合でも，事故事象の理解が先決である乙とによる。そして日本

で行うべき SCD研究テー7 抽出1<::力点を置いて作業を進めた。

本タスクフオースでは.以下の事象についての調査を行った。

(1: DBAから SCDへの移行する過程(条件)

(ii) 燃料集合体の崩扇と縫積物及び融体の形成(圧力容器内)

(iii) 融体の圧力容貌貫通とコンクリー卜との反応

(lV) FPの挙動

(V) 水素の発生と;爆発

(ViJ 水蒸気爆発

(vii) 格納容器等の健全性

報告書では，上述の (ii)及び(Iii)をまとめて一つの章にした他は，各項目毎に一章として記述し

ている。また各章内の構成は第 2章を除けば以下のようになっている。

第 l節事故事象

ζの章で取扱う事象の概要を述べる。

第 2節検討すべき現象と研究の現状

対象とする事象を工学的安全研究の立場から更に分割して.夫々の現象についてどζ迄解

明されているかを述べる。また夫々の現象の炉心損傷への進展および胞設外への FP放出量

に及ぼす影響についても考察を加える。

第 3節成果と問題点

第2節の要約であり，乙れによって解明すべき問題点も明確になる。

第4節研究テーマ

第3節で指摘した研究課題を解明するための具体的な研究テーマを記す。 ζ 、では，事故

ふ進展への影響の大きさと研究の難易度によって，優先順位を以下のようにつけている。

A;優先度が高いもの。すなわち事故の進展IC及ぼす影響が大きい事象であり，且つ容易

に若手できるものo

B 優先度がや、低いもの。すなわち事故の進展に及ぼす影響がさほど大きくないか，ま

たは影響は大きいが，技術的に容易1<::若手できないもの。

A。結果を見てから行うべきか否かを決めるものも ζの分類1<::入る。

C; A， Bより緊急度が低いもの。

{!H" 乙の分類は特定の研究実施続開を念閣に白いたものではないので，何等かの条件(例えば

国際協力の一周として日本が行うべき研究〉がある腸合には優先度は逆転する ζともあり得る。

の，“

JAERI-M 82-039

, SCD

., SCD icflft

SCD 4fc FP

- 3 -

.IAERI-M 82-039

本報告は原子力関連の業務に従事している人を対象K作成したものであるが. SCD 11:対する

係りの深さは読者ーにより央ーる。各なの構成を前述のようにしたのは， SCDに無縁の人には第 1

節から，また或る存度通じている人には 1及び 2節をとばして第 3節から読んでもらえればよい

と考えたからである。似し第 2市:で=は対象が他の?;tと異るので，記述方法もそれに合せて他と児

っている。

SCDの安全対策全般にわたっての検討は本報告の対象外の事項であるが，安全研究と縁の薄

い人のために，対策全般にわたっての簡単な解説を試み，附録に収めた。また FP放出について

の試算も本作業で行ったが，この計算の過程についても附録に記した。

SCDは新しい分野なので，専門外の人にとって聞き馴れない用語がかなり111てくるが，巻末

11:用語集を載せ，利用者の使iζ供した。

-3-

JAERI-M 82-039

2.

2.1 is-

2.1.1

SCDV& (Severe Core Damage Accident :

, TMI

L ^ L , J;!3«#fattfflrfef;t, WASH-1400(1>

(PRA: Probabilistic Risk Assessment ) ©f£H£ LT,

SCD

r « t j ^ , SCD

fc LOCA (Loss of Coolant

Accident) *• RfA (Reactivity Initiated Accident) i l i f t t tO DBA (Design Basis

Accident :ISItS^5tt) t l?m%.<D*iW.±ZtlT^Z<D-?im < ,

2.1.2 S

, SCD

(1) PRA

(2)

ffll) ^ i i T g ^ SCD (Severe Core Damage)

£*-3-nac»SA^£tt$MK«S-3TPt£^ffift (degraded core accident) (full core melt accident JGW^

o LA>L, WASH-1400 ffJ, degraded core

(DCi

- 4 -

]AERI-M暗2-039

2. 事故シーケンス

2.1 シーケンス研究の目的と方法

2.1.1 SCD事故シーケンス研究の目的

SCD事故 (SevereCore Damage Accident 炉心損傷事故)が安全性研究の重要な謀

題と考えられるようになった理由はつには.TMI事故の発生によりそのような事故が実際

'r.起乙りうることが強く認識された乙とである。しかし，より基本的な原市は. WASH -140d1l

に代表される催卒論的リスデ評価 (PRA: Probabilistic Risk Assessment )の結果として，

動力炉が公衆に与えるリスク(乙乙では事故確率と事故時の被害の積と考える)の大半が炉心溶。'1，1)ー

融事故 'r.起因するという乙とか不された乙とであろう。 SCD事故対策を考える時にシー

Wo2) の研究が重要とされる基本的な理由も乙の点にある。すなわち. SCD事故あるいは

炉心溶融事故は，これまで安全性研究の主要な対象とされてきた LOCA(Loss of Coolant

Accident)や RTACReacti vi ty Initiated Accident) とは異なり DBA(Design Basis

Accident:設計基準事故)として研究の対象とされているのではなく.原子炉が公衆Ir.及ぼすリ

スクの総括的評価において問題とされているのである。従ってSCD事故には.研究の前提条件

としての考慮すべき範囲，あるいは，事故シナリオといったものはまだ与えられていない。

従って.SCD事故対策を考えるためには，まず SCD事故に至るシーケンスおよび SCD事

故宅生後のシーケンスについて，考慮すべき範囲あるいは考慮対象としての優先順位を合理的に

定める必要がある。乙れが SCDシーケンス研究の第一の目的である。

2.1.2 SCD事故シーケンス研究の方法

現在. SCD事故シーケンスに関する総合的かっ定量的な研究手法として有効であるとされて

いる一つの手法は PRAである。 PRAをSCD事故対策の検討に役立てる手順は基本的ICは次

のようなものとなると考えられる。

(1) PR A Ir.よりリスクへの寄与の大きいシーケンスを識別する。乙の過程では各プラントに

関する信頼度評価による SCD事故発生嘩本の算出と，決定論的な物思現象モデルによる事

故進展過程の解析および環境彫響の推定が合まれる。

(2) (1Jで識別されたシーケンスについて，対策を考える上で共通な取り彼いのできるものをま

(注1)本報で言う SC D (S evere Core Damage) 事故とは炉心がかなりの飼{舗を受けて本来の形状

を失つてはいるが完全な溶融には至っていない事故 (degradedcore accident) と完全な溶融11:

至る事故 (fullcore melt accident)の何万を意味している。この2つの状態の聞には事故影響

にかなりの去があると考えられている。しかし， WASH-1400では， degraded core状態で事

故が収束する可能性について明般には考慮していない。

(岱:2) 機穏やシステムの作動・不作動.物理現象の発生等のm象の迎なり(あるいは組み合わせ)のこと

をシーケンスとPij¥.M.

-4-

JAERI-M 82-039

(3)

(4)

. PR A

LTii,

on-off -e

•§ fc

2.1.3

>r r>o PRAI i .

S2.

v

ssi,

11)

(2)

Cffl^^bli. ALOCA

h • v <) -•&$%*> L

- 5 -

JAERI匂 M82-039

とめ整理する。

(3) 整理されたものにつき.より詳細な検討・解析を行い，そのシーケンスを支配する要因

(事故の進展の方向を決定づける物理現象，人的行為，システム機能等)を明躍にする。

ω) (3)を参考lζ可能な対策を考え，各対策の費用・効果を評価し，有効なものを選ぶ。乙の段

階では.特定のシーケンスにとらわれない対策が重要である。また.対策の効果を評価する

ためにも， PRAは有用である。

しかし. PRA手控そのものも，現在，開発途上にあり，事故発生確率の計算および事故進展

過程の解析の両面で多くの研究課題が残されている。事故発生確率に関する問題としては，プラ

ントの信頼度データが整備されていないこと，従来事故シーケンスの整理に用いられてきたイ

ント・ツリーによる手法では機器の動作を on-offでしか考えないので，連続的な現象や時間経

過の影響を考慮に入れにくいこと，人的要因の取扱い手法が確率していないこと等がある。また

事故進展過程の解析については，従来米国および西独を中心としてかなりの研究が行われてき

たけれども，十分な解析精度を得るための基礎知識は得られていないと言うべきである。

本報告書の主要な目標は，乙の事故進展過程の決定論解析の基礎となる技術的知識の現状を明

らにして，今後必要な研究テーマを提示することにある。

上記(3)の詳細な解析については，そこで考慮すべき事項を 2.1.4節κ述べる。また(4)の対策に

ついては，本報告書の主目的ではないが. SCD事故の研究の最終的目標が適切な対策を立てる

乙とにある乙とを考えAば，研究の計画においても，それとの関連を念頭におくことが必要であ

る。その意味で. SCD事故対策に関する考察を付録として載せた。

2. 1. 3 本報告書での7'70

ローチと検討範囲

SCD事故時の物理現象に関する毘解の現状を明確にするのが本報告書の目的であるととはす

でに述べた。 SCD事故時に支配的役割を果たす物fll現象は，事故の起因事象とそれに続くシー

ケンス IC応じて変わるであろう。 PRAは，想定しうる多械な事故形態の発生確率についてある

程度の知見を与える。表 2.1は起因事象と確率計算値の一例である。乙の表からは.大 LOCA

や圧力容務破損のような大事故よりは，比較的頻度の高い小LOCAや異常な過渡変化(トラン

ジェントとして分類している)から炉心溶融事故11:.至る可能性の方が高いという乙とが言える。

しかしながら，プラントの信頼度は個別プラン卜どとの設計および管原状態の相違にかなり強

く依存すると考えられる。また実際tζ起きるシーケンスは単純なイベント・ツリーでは表わし切

れない複雑・多様なものとなりうるものである。これを考えれば，物理現象のf1Il解を目的とした

研究は，信頼度評価の結果を参考にしながらも，その成果の適用範聞が狭くなりすぎないように

留意し，事故シーケンスの基本的特徴tζ注目して計画されなければならなL、。

一方で，我々は. SCDの起因事象が極めて多種多様であっても. SCD事故1;::至って後の進

展は幾つかの主要なパラメータの聞の強い因果関係に支配される傾向が強くある程度の樫埋は可

能であると考えている。とこでは，主として対象となる系統の違い，現象の特質を考慮して

SCD事故のシーケンスを次の 3つに分割した。

(1) 圧力容器内のシーケンス

(2) 圧力容認外のシーケンス

-5-

JAERI-M 82-039

(3) F

So (3)©FP

j FP

(a) fiSKIfLOCA B$ ECCS ftWi^&lcBmtZ SCD |b) /J fift•8frLOCA (ciag-rs SCD (c) ^^CiRI AlcJ2H^§ SCD (dl &Mmffl$x9 7 A ^ i ( K | 2 H t § SCD c <i-eia)ib)li i t ^ i ^ a ] I^KfeJ;0±.ttffith? 5 <: £i££Zi$iBmt)<& FTTilW^ii icS

L < l

Iclildlfflfl

(fragmentation ) "5 ©K *fLT, (d)rii,^SSilSlb<:j:5Si{tWfl (brittle failure)

no,

LOCA

Mi. iIJ]msm^m^Xts^t^r>Umx(tU^o c

( a n LOCAic*>^Tt&w^^KfQAsiJHHt?ECCS

- 6 -

JAER[-M 82 -039

(3) FP挙動のシーケンス

乙乙で，(1)の圧力容器内のシーケンスとは.その形状はどうあれ炉心が圧力容器内にとどまっ

ている状態に関するシーケンスである。この段階では炉心の冷却.すなわち冷却水の供給の問題

と鋪傷伊心の冷却可能性の問題が中心となる o(2)の圧力容器外のシーケンスとは圧力容器の溶融

貫通以後のシーケンスであるo 乙の段階では格納容器の健全性が問題となる。 (3)のFP挙動のシ

ーケンスは，燃料棒→ 1次系→格納容器→混境(または 1次系→環境)という FP挙動に注目し

たシーケンスで、ある。

乙の分頬は単に便宜的なものではなし問題の重要度が推移していく過程をも示している。す

なわち，炉心冷却のできる場合には格納容器の健全性の問題は相対的に重要度が低い場合が多L、。

また絡納容器の健全性が保たれていれば. FP挙動の重要性は相対的に低いと言える。従って主

(注 I) たる関心事は乙の順番で推移していくと言える。

なお，圧力容器内の炉心損傷挙動については，起因事象の特徴を考えて，次の 4種に分けて取

りf及っfこ。

(a) 大破断LOCA時 ECCS作動不良，1:起因する SCD

(bl 小舷断LOCAに起因する SCD

(c) 大きな RIA K起因する SCD

(d) 各種事故時スクラム失敗に起因する SCD

乙乙でlallb)は炉心が冷却材7)<位より上'1:露出することによる冷却能力低下で燃料が溶融に至

り，溶融燃料が落下するというシーケンスをたどるものである。 la)とIb)の違いは主として事象

進展の速さによる。また IC).Id)は炉心には冷却材はあるけれども，炉Iti力が上昇し冷却能力を

越えるために燃料棒温度が上昇し，その結果溶融もしくは倣砕した燃料がデブリ状態となり圧力

容務内に権額し.それによる流路閉塞によってSCDが起きるというものである。 (c)と(d)の相

違点は前者が極めて短時間(数秒のオーダー)の現象でありかっ，燃料温度も極めて高綿になり

得るのに対して後者は比較的ゆっくりした現象である点である。燃料の破損形態としてはIc)は溶

融あるいは蒸発に至る可能性があり，冷却水との傍触により綱片化 (fragrnentation)するのに

対して.(d)では，被覆管脆化による脆化破損 (brittle failure) である。

ここで考l留する (a)-Id)のシーケンスはいずれも冷却機能と出力レベルの不竺合によるもの・ご

あり，炉心のttlf;易は熱的要因で発生する。乙れ以外にも極めて大きな地震のように機械的要因に

よる SCDも考えられるが，乙乙では考慮していなL、。ただし，地震等Iとより配管破断を絡て

LOCA '1:至るというシーケンスについては (a)(b)のケースに含まれていると言える。また，極

端，1:破断口の大きな LOCAとしての圧力容探破飼については本報告書では考慮していなL、。こ

れは.tT: JJ容器般的が草妥でないという意味ではなL、。乙乙で考慮していないものについては今

後の検討課題と考・えるべきである。以上のような分類の観点から見た本書の構成を図 2.I '1:示す。

{注1) LOCAにおいて格納容器磁仰が原因で ECCSの冷却水が系外11:失われ. 炉心冷却不能11:至るシ

ーケンスもありうる。従って.必ずしも ζの順調干で推移するわけではないが， ni本的な考え方として.

上.12の験開が有効である。

-6-

JAERI-M 82-039

2. 1. 4 S C D TH& •> - > T

31£ SCD Wtf

(2)

(3) 7°7 y t-mt£<D S C D

£$©&•£&ro&fitSfifi SCD

&£'£ £ X- S CD

SCD

(4) VSScSJii F ic fe W- § 7" 5 y I- tSfil

(5)

2.2

(1) ->-yy

J;S LOCA ti&mT^o H2. 2 l i • > - ^ y ^ ©ffiWSs*; Ltzh<DX3bZ

(1) H&lkfrZ o fc < « J ^ t t l ^ ^ o •> - y y ^

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- 7 -

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2.1.4 SCD事故シーケンス研究における検討課題

今後 SCD事故I時のプラント挙動に閲する検討を行っていく時に花怠すべき事項を以下IC列挙

する。

(1) シーケンスの多様性

本報告書で取りあげたシーケンスは限られたものであって，実際に起 ζ るシーケンスはより多

様なものである。従って本報告書で考慮されていない起因事象，あるいは考慮されていないシー

ケンスについて，今後も検討を行う必要がある。

(2) 未解明の物即現象

炉心の冷却可官出生の農失過程.損傷炉心の挙動.水蒸気爆発，水素爆発彬納容(，~の破ti1挙動の

現実的な挽定等，未解明の問題は多L、。乙れらの問題については，現状での解析結果の不確実さ

を明示するとともに，今後の研究の成果を取り入れてシーケンス解析の精度をIr，JI:させていく必

要がある。

(3) プラント機能の SCD事故条件における対応能力

各種の安全系の設計基準は SCD事故に対応できる ζとを要求していない。従って現在の設備

がどζ まで SCDK対拠できるかの検討が必要である。また安全系以外の系統や機穏であっても，

SCD事故の進腿をくいとめるために臨機応変K使える可能性もあるので，その点も検討するべ

きである。

(4) 事故環境下におけるプラント機能の健全性

SCD事故条例・下では.高温.高圧，高i，¥l!皮，化学物質の散，(1;.エアロゾルの発生等の厳しい

状況が予想される。従って安全上重要な機能がどの程度被害を受けるか~1i也しておく必要がある。

(5) 機器の作動・不作動の影轡

運転員17.-SCD事故時対応策を改善するためにも，事故時K1!l!々の系を作動させた場合.11:め

た湯合，作動失敗の場合';1j，IC閲する検討を行っておく必要がある。特K特定の機器を作動させる

ととにより怒影響がないかという点には注意を要する。

2.2 事故シーケンスの一例

本節では 3市:以後への導入としで. SCD事欣シーケンスの-{fIJを簡単に申il介する。起同事象

は配管破断による LOCAと仮定する。図 2.2はシーケンスの概時を示したものである。 ζ の閃

Kは主要な物即現象について，それが取り扱われている市も示しである。以下，乙の同IC従って

述べる。また以下では，始め ECCS等安全系は働かないらのと仮定して巧-ぇ I (欠ICJQj待できる

安全系機能について考える。

(1) 安全系がまったく働かない場合のシーケンス

1'1 町力容緑内の炉心制傷寄生動

なんらかの周囲で冷却水の喪失K去ると，炉心は蒸気中 K践ILlし炉心冷却l機能は失なわれる。

経水炉では.冷却水喪失により必然的に炉心は未臨界となり核分裂は停止するがfJil掛熱がある

ので燃料抑協度は上野する。一次系圧力が低下している湯合には約 800"c限度で被倒管のふく

れ・~裂が起乙る。その後 1200 "Cを越えるとジJレカロイー水蒸気反応が激しくなり被Ill ñ'はお

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速に酸化され，脆化する。ー}j乙の反応により大鼠の水素が発生し，一次系内および格納容認

内に蓄積する。さらに混度1-3'1・が続くと炉心は高温郎から徐々に前融し，燃料梼はその本来の

形状を失ない冷却されにくい状況に遷移していく。熔融の始まる調度は. U02とジルカロイ

の反応のために低融点合金が形成されるので UOzの融点より低いと考えられる。 i符融した炉

心が下部プレナムIC沼下すると，そとに冷却水があれば金属融体と水との接触により水蒸気爆

発が起きる可能性がある。水蒸気爆発とは，急激な伝熱・蒸気発生時のショックにより融体が

*Im化し，その乙とにより伝熱而績が拡大しさらに急激な伝熱・蒸気発生を生じさせるという

メカニズムによって，融体のもつ熱エネルギーが瞬時K機械的なエネルギーとして開放される

現象である。乙の時発生したエネルギーにより炉心融体自身および周聞の構造物がミサイル

Crnissile:飛来物)と化し圧力容器墜を破煩させる虞れもある。その破壊力が大きい場合はさ

らに格納容器破損K至るおそれもある。

水蒸気爆発か起 ζ らない場合でも，融体からの伝熱により下部プレナムの水は急速に蒸発し，

そ叫愛，融{本は圧力容器下端を熱的に侵食する。圧力容器壁が溶融貫通すると融体は，圧力容

器の下の原子炉キャビティに落下する。

riil 絡納容器内の融体挙動と格納容器の損傷挙動

融{本がキャビティに落下すると，そ乙に冷却水があれば水蒸気爆発が起 ζり絡納容器破績に

去る可能性がある。水がない場合は融体は格納容器床のコンクリー卜と接触し，コンクリート

の熱分解が起きる。乙の時には分解生成物として水蒸気，二酸化炭素等が発生し，同時にそれ

らが高楓の金!混と接触して還元されるために水素.一酸化炭素等の可燃性ガスも発生すL ま

た高濃度のコンクリート・エアロゾルが発生し，格納容器内気相中lζ充満する。下部でのコン

クリートの侵食が進むと絡納容器の貫通IC至る虞れもある。

格納容器中K議秘した水素，その他の可燃性ガスが十分な讃度fcj遣しておりかっ，何らかの

即由で右ー火するとそれらの燃焼または爆発が起とる。爆発が起きると衝撃力で格納容器を破損

させる虞れがある。また，水素燃焼は燃焼熱1;:より格納容器中の圧力上昇に寄与する。

格納容器内の圧力は次系から放ll:lされた水蒸気，ジルカロイー水蒸気反応によって発生

した水素，融体ーコンクリート相互作用により発生した気体等により上昇し，格納容擦の破慣

の可能性が高まる。

以一!こをまとめると.彬納容器破損の可能性として，衝撃荷量，圧力上昇.溶融貫通の三週り

カ王あるととがわかる。

11111 FP挙動

まず燃料僚から一次系への移行を考える。一次系への移行は被部省・銅度の上昇と一次系圧力

の低下によって被混管の磁裂が起ζ る時点から始まる。破裂によりギャップおよびプレナム中

の希ガスおよび. ヨウ来等の何発性のFPが欣liIされる。ベレット中の FPは鉱散により徐々

に放tfjdれる。燃料温度の上鮮とともに放出率は指数関数的11:上昇し，また脱出される FP元

索も姉発性のものから雛開発生のものまで徐々に鉱大していく。側料械が溶融するとIijuHftlはð らに期大するa 圧力容務内で水蒸気爆発が起きると融体が納片化するので放I~ßは助す。

一次系に放/tJdれた FPの場動はその化学形IC強く依存する。一次系内1，冷却水があればそ

れJc.熔解または混入し，一部は気体のまま倒まり.難開発生のFPは凝集してエアロゾルとな

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る。液相中または気相中の FPの一部は冷却材とともに砂断口から格納容器中IClllる。また a

部は一次系円の移行過程で一次系の壁IL付着してそこに留まる。一次系の保持母は事故条件に

より異なる。i"IJえば PWRの逃がし弁開放による LOCAであれば加圧探およびダンプタンク

内にかなりのm:の FPが留まる可能性もある。

格納容器内気相中のFPは.希ガス元来はそのまま気相中κ留まるが.エアロゾルは自然に

凝集・沈降して壁や床IL付着する。ここでも FP挙動は化学的性質に依存する。

融体コンクリー卜反応Hれとは，発生カFスとともに，放111された FPも吹き上げられる乙と

となるが，同時IC発生するコンクリー卜・エアロソソレは FPの凝集・沈降を促がす可能性があ

る。

格納容器は卜分な密封性を持っているが事故時には内圧が高くなるので微鼠の漏れほあり得

る。乙のf.Illltlにより気相中のFPは大気中IL漏れうる。また，待納容器が破絹した場合には大

量の環境脱出に至る。破損形態が衝撃荷量または内圧上昇による場合には大気中への放:1¥IC長

り.格納容器床の熔融貫通による場合は地中政:1¥になる。後者ICおげる般/1lでは，時間的IL遅

れる点および地中における土域への付着効果lとより短期的な環境影響はかなり緩和lされる。

なお，格納容器の破損を伴わない環境放出の可能性も考府する必要がある。乙の可能性とし

ては.(a)隔離弁の閉鎖失敗.(bJ隔離弁の誤開放， (c)インタフェイス LOCA，(d)蒸気発生探

知l管破断.(e)格納容認中汚染水の誤った格納容器外への搬送等がありうる。

(2) 期待できる安全系機能

ここでは前節11:対応させて111圧力容探内の炉心冷却]機能， liil格納容擦の安全機能， liiilFP除去

機能IL分けて考える。

(/) 炉心冷却機能

炉心を冷却するためには，冷却材供給が必変て1ある。そのために ECCSが設けられている。

また ECCS以外にも. PWRでは充tn系. BWRでは隔雌時炉心冷却系等の設備がある。乙

の他ILも利用できる系を検討しておく ζとは対策上役立つ。ただし .ζれらの設備が長期IL波

り機能を果たすためには.(a)冷却l水の循環機能が保持されること，および(b)段終的な熱除去

i原 (heat sink) があることが必要である。後者は絡納容探熱除去系の熱交換íl~およびそれに

続く外部冷却水の循環系により達成される。

しかしながら炉心の侭傷が進んだ後ILは，冷却水を供給しても流路閉窓のために冷却lできな

い可能性がある。また，炉心が溶融した後では冷却水主主人』とより水蒸気爆発が起きる riJ能性が

ある。これらの点について検討しておく必要がある。

11/) 彬納容¥lliの安全系

格納容訴の!VJを抑制する機能あるいは設備としては. BWRではIUJ抑制プール. PWR

ではアイスコンデンサ，あるいはアイスコンデンサのない PWR では絡納袴~>>自身の体杭が大

きいこと等がある。さらに格納容R~スプレイ，常気循環冷却系等がある。なお(1)で・も触れたよ

うに圧力抑制プールやスプレイ等の設備が長期間有効に機能するためには帰納容撚内の大気ま

たは水を循環3せる機能と.熱を外部』ζ倣H1する機能が正常に働く必震がある。

格納容務内の水オ;の燃焼または爆発を防止するためには可燃性ガス濃度制御系が投げられて

いる。

-9-

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2.3

(A)

c Sfc, PRA

2

2) SCD - K l i , WAS H-

SCD

tits.

3) S

4)

5) S

6) SCD

1) US.NRC, "Reactor Safety Study; An Assessment of Accident Risks in

U.S. Comnercial Nuclear Power Plants", WASH-1400, NUREG 75/014, (1975).

- 10-

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(iiil FP除去機能

放出された FPを除去する機能として，格納容器スプレー.緊急時ガス処坪系等かある。ま

た，乙れまでの安全評価では考慮されてい江いが，圧力抑制プールやアイスコンデンサも.FP

を含んだ水蒸気がそ乙で凝縮するときに.かなり FPをその中に取り込む機能があるとされて

いる。

以上，期待できる安全系の機能について簡単K説明した。

2.3 事故シーケンスに関する研究テーマ

(A!優先度が高いもの

J)起因事象の解明

PRAを用いて，プラン卜の信頼度評価を行いリスク評価上重要江シーケンスを識別する。乙

のためには. PRA手法の開発・整備とともに，信頼度データの桜備が必要である。また.PRA

を補うものとして迎転締験の利用も有効である。(この点に関しては.付録A.21乙補足説明があ

る。)

2) SCD事故時のプラント挙動解析コードの開発と解析による重要因子の解明

現状で SCD事故解析に用いられているコードは. WAS H-1400の研究過程で用いたモデル

を基槌としており.極めて粗い近似を用いている。今後は，実験的研究の以果を取り入れて.よ

り確度の高いモテツレを開発していく必要がある。そして，開発されたモデルにより SCD事故の

進展過程を決定づける因子(人的行為，物思現象，機器の作動/不作動等)の影響を解明してい

く必要がある。また，確率的Iζ有意なシーケンスの範囲において発生しうる物即現象の範囲を明

確にするために事故シーケンスの感度解析とスベクトル解析を行うべきである。

なお，上記の 2つの研究は. SCD事故時のプラント挙動のシーケンスに直接結びついた課題

であるが，乙れ以外にも. SCD事故対策を全体として見た時に必要となり.かっシーケンスの

初究叫羽迎のあるテーマは多L、。そのようなものには，

3> SCD事飲時の環綿影響評価に関する研究

4> SCD事故時の防災活動に関する研究

5) S C D事故時の巡転員の判断を助けるシステムの研究

6) SC D事故時のプラントの処慣に閲する研究

'!!'fiがある。乙れらについては.付録 A. Iにおいて説明されている。

参考文献

1) US.NRC， "Reactor Safety Studyo An Assessment of Acc1dent R1sks 1n

U.S. C0lllll1erc1a1 Nuc1ear Power P1ants"， WASH-1400， NUREG 75/014， (1975).

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Examples of initiating events of core melt accidents

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ICU由

炉心溶融事故起因事象例

¥¥¥¥ P WR BWR

確率(回/伝・年) 起因事宍例確率(回/炉・年) 起因事象例

スタラムあり 6 x 10-6 2次循環系故障および 1 x lO-s スクラム後の崩簸熱除去

補助給水喪失等失敗等

トランジェント

スタラムなし 4 X 10-6 ATWS発生後安全弁開放固着等 1 x lO-s ATWS

配管破断及び ECCS不作動4、LOCA 2 x lO-s

配管破断及び ECCS循環失敗等5 x 10-7 同右

中 LOCA 7 X 10-6 同上 2 x 10-7 同右

大 LOCA 3 X 10-6 同上 2 X 10-7 同右

圧力容器破鏑 1 X 10-7 ECCS能力を越える破鵠 1 X 10-7 同右

インタフェイス LOCA 4X lO-6 一次系と LPC 1系の聞の ~ ~ 逆止弁 2個の多重故障

表2.1

ー

ニ

ー

起因事象例は多様なシーケンスのうちの 1伊iである。

炉心溶融Iζ至る確率は.WASH-1400. Table 5.2. 5.3より求めた。

ただし，数値の誤~範聞は広く.かっプラント条件への依存度が強いので単なる参考値と考えるべきである。

(注1)

(注 2)

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82-039

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圧力容器内のシーケンス !王刀容紫外のシーケンス FP移行シーケンス( 3 t.":) ( 71';.:) ( 4 y:)

大級断 (小破断まいRIA1 ATWS. -圧力容器の健全性燃料から一次一次系から格納格納容器内格納容器破慣LOCA I LOCA I I PCM ( 7京) 系への FP移容器内へのFP FP挙動以外のFPat (3.2.1節>:(3.2.2節); (3.2.3節}!(3.2.4節)

fT 移行 !臼径路CDBA限界超過)-ブローダウン/ボイルオフ (4章) (44't) ( 4章) ( 4章)

-高温燃料挙動 ( 3章) 期間の冷却材流出，水素発

生・水素燃焼による圧力上(燃料の破砕・溶融)

昇 ( 7章)

-損傷炉，心の挙動とJ合却可能性

( 3苧t)

(下部グリッド損傷} -水素の発生，燃焼，爆発

-水蒸気爆発 ( 6章) (5章)

-圧力容器侵食 ( 3章)

(圧力容器貫通) ー一一一一一一一一ーー

-水蒸気発生による圧力上昇

( 7章)

-水蒸気爆発による衝撃力発

生 ( 6章)

-融体ーコンヲ o)ート反応1<:

よる上昇 ( 3章)

」一一(格納容器破鼠)

(刀:I )本報告書では吸わない環境中 FP移行(柁

lHMl

Treatrant of SCD sequence in this rcport 本報告での SCD事故シーケンスの分類図 2.I

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FP

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An example of SCD accident sequence init iated by LOCA

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- 1 3 -

]AERI-M 82-039

安全系故陣t配管破断による LOCAを仮定)

圧力容器内寸ー圧力開外

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( FP追加放出)

』一一一一一一-( FP追加放出)

FP移行

一丁τ4章)2222221ZZ

r---i 1 ト一一iLNBl即

戸一一一一一一-( FP追加放出)

」っト一一一隔錐失敗等

( FP地上放出} (FP地下放出} ( F P 地上放出〕

An example of SCD accident sequsnce initiated by LOCA

図2.2 安全系が働かない場合の LOCAによる SCD事故シーケンスの一例

ー13 ・・

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3.

3. 1

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3.2. 1

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JAER[-M 82-039

3. 炉心崩壊・融体挙動

3.1 事政事象の概要

重大な炉心損傷 (SCD;Severe Core Damage)を誘起する起因事象は極めて広範囲に渉り，

また.予想もしなかった原因により重大な炉心絹傷を起す可能性も全く否定することは出来なL、Dしかし.ひと度.設計基準事故(DBA;Design Basis Accident)を越えるような SCDか起る

と.前章でも述べたようにその後のシーケンスは幾つかの代表的なケースでまとめられよう。

本章では何らかの原因により設計基準事故を越えるような大規模な燃料破損が起った場合にそ

の燃料破損から破損燃料の溶融.炉心構造物も含めた融体の下部炉心支持構造物及び圧力容器底

の溶融貫通.融体のコンクリート侵食IC至るまでの過程における諸問題を扱う。

まず次節においてSCDIC至る起因事象を個別に考えて.その場合の事故シーケンスを検討し，

また.代表的なケースについては一例として解析を行った結果について述べる。第 3節では，上

述の燃料破煩から圧力容器の破損及び融体のコンクリート侵食に至る過程の各段階において問題

となる現象.反応.相互作用等について詳細に険討を行った。ただし.水素並びに水蒸気爆発.

FPの挙動及び絡納容器の健全性については別章で詳細に飯うので省略した。第4節では上記の

諸問題1<:1勾する肝究の現状を，また.第 5節ではこれからの研究課題をまとめた。

3.2 事象の経過

3. 2. 1 大破断LOCAIC起因する炉心損傷シーケンス

(幻想定されるシーケンス

図3.1は一次系配管の大破断による LOCAI乙起因する炉心慣傷のシーケンスの一例を示した

ものである。

以下，乙の図IC従って説明する。

大破断LOCAでは冷却材のプローダウンは極めて急激であって，一次系の冷却水の大半が失

なわれるまでに要する時間は.最大径配管のギロチン破断を考えると 20-30秒である o

破断iとより炉心冷却水流量が低下すると燃料俸表面で沸騰遷移が起こり除熱効率は著しく低下

する。冷却水の喪失により，たとえスクラムが起きなくとも核分裂反応は止まり炉心出力は低下

するが，大破断ではこの沸騰遷移が極めて早く (3-10秒)発生するので燃料内の蓄積熱のため

に彼覆管温度は炉心中央部で約 600-700'C程度まで急上昇する。その後(;J:...冷却材の喪失によ

り除熱機能は失なわれ.燃料棒組度は崩雛熱lζ応じた速度で上昇を続ける。

燃料俸温度が約800'cを越えると燃料被覆管のふくれや破裂が起こり.燃料と被覆管の問のギ

ャップIC街積していた希ガス. ヨウ索等の放射性物質が一次系l乙放出されるo

乙乙で非常用炉心冷却系 (ECCS)が作動しないと燃料温度はさらに仁界し，彼覆管はジJν

カロイー水反応のため般化し，同時に水素が発生する。この反応は.発烈反応であり反応速度

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- 1 5 -

]AERI-M 82-039

!C:正のフィードパックを与えるので一定温度(約 12000

C)を越えると反応速度は上昇し，燃料栂

度の上昇も急激になる。発生した水素は格納容器内で燃焼または爆発を起乙すと格納容器を破指

させるおそれがある。

被覆管の酸化がかなり進んだ後!c:E C C Sが作動したとすると，炉心が急冷された時!c:.脆化

した被復管がわずかな衝撃で破砕し，炉心は本来の形状を失なった状態(degr aded core)とな

る己j能性が高L、。乙のような状態の炉心でiま冷却材の流路閉塞のために部分的K冷却不能となる

おそれがある。また冷却時K起きる急激な蒸気発生は格納容器圧力の増加となる。

冷却水の供給がない状態が続くと.燃料棒の溶融が始まる。熔融はU02ージ)レカロイ尺応等に

よる低融点化合物の形成のために比較的低い温度で開始する可能性があるU 従って溶融挙動はジ

Jレカロイの酸化挙動!c:も依存することになる。炉心の熔融は一次系への FP放出量を拡大するば

かりでなく，その後の冷却挙動!c:大きな影響を与えると考えられる。

炉心溶融開始後ILECCSが作動した場合には.融{本と水の閣の急激な伝熱のために蒸気爆発

が起乙る可能性があり，その衝撃力で圧力容器が破損することも考えられる。 EC C S!C:より炉

心が冷却司能であるか否かは炉心の形状と崩壊熱の大きさによる。

ECCSが作動しないと.下部炉心構造物の溶融に至り炉心の大部分が下部プレナム!c:落 Fす

る。乙乙!c:残留水があると.乙乙でも去をえ爆発が起きる可能性がある。乙れ以後!C:EC C Sが働

いた場合の冷却可能性は下部炉心杭造物が健全であった場合よりは悪化すると考えられるo

さらに進行すると.ついには下部 1 ッドの熔融貫通IL至る。乙の時，原子炉の下のキャヒティ

部分に水があれば，急激な蒸気発生または蒸気爆発が起きる。乙の時の蒸気発生が激しいと格納

容器の内圧上昇による破損の可能性がある。

キャピティ!C:水がなかった場合またはキャピティ内の水が蒸発してしまった場合Kは融体は絡

納容器床のコンクリートを熱分解・侵食する。熱分解により二酸化炭素や水蒸気が発生し，同時

にそれらが高温の金属により還元されて一酸化炭素.水素等の可燃性ガスが発生するo ガスの発

生は格納容器圧力を上昇させ，かつ燃焼・爆発の可能性を増大させる。

その後，大量の FPが直接.格納容器内に放出される。コンクリー卜の分解lとともなって発生

する大量のエアロソツレは.排気系のフィ Jレター類および循環ポンプ等の機能を害する司能性があ

る反面.気相中IL放出された FPの凝集・沈降を促進する効果がある。

以後は FPの放出，放射能の減衰等!c:より崩壊熱は減少し.侵食速度はi斬滅する。融体形状等

の条件によって結果が違うと考えられるが最終的には格納容器の貫通K至るおそれもある。

(21 大破断 LOCA!C:起因する SCDの解析例

炉心損傷事故の進展過程の解析例を概観することは，我々のもつイメージをより具体的なもの

にするために有益であろう。一例としてMARCHコード1)による計算結果iinを紹介する。

MARCH はWASH-14002)で用いられたモテソレを基慌にBattelColumbs Laboratoriesで開発さ

れたもので，代表的な SCD事故解析コードとされている。ただし，物埋的計算モデルは現象を

かなり単純化しており，精度も組いという点は承知しておく必要がある。

注 I)計算に使用したプログラムソースは，米国NESCが公開しているものを原研，安全性コ

ード開発室の西他がFACOMM-200用1;::変換・位僻したものである。また人jJデ]タ

は，文献 lのサンプル問題である。

戸内

U1

JAERI-M 82-039

( E C C S ,

7 'D -;?-•> y * !

(iV)

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3. 2 (C^^-o

1100 MWe $ © B W R K Us V %

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0.5

12.

5 0.5

55.5

7 7.5

78. 7

412.6

MARCH-? , jjftffc

Ccom\tizWS\LOCAt-*oECCS*if^ii Lfi^OtBWR©ieWffiirLO C AO+ "Cli

- 1 6 -

lAER 1 -M 82-039

MARCHは冷却材喪失による SCD事故に関して，与えられた冷却材放出条件(放出口高さと

面積)および工学的安全系 (EC C S.格納容器熱除去系等)の作動条件を考慮して，時間依存

で燃料温度.炉心溶融割合.格納容器内の温度・圧力応答を計算するコードである。 MARCHで

は絡納容器内の温度・圧力については，格納容器内を数個のコンパートメント K区分して，流体

の熱と質量のパランスを考えるモデル，~より一貫して解析するが，圧力容器内の流体挙動および

圧力容器内・外の燃料挙動については，事故の進展過程を次の 5段階K分けて・異なるモデルに

より解析する。

(il 大破断ブローダウン過程

ブローダウン時の複雑な流動・伝熱挙動は考慮せず，ブローダウン過程における流出水の流量

・エンタルピを入力で与える。またプローダウン終了後の燃料温度も入力で与える。

(jjl ブローダウン終了から下部プレナム内冷却水完全蒸発まで

冷却材の蒸発・流出.炉心水位低下.炉心の温度上昇，燃料溶融割合等を計算する。炉心部

は出力分布を考慮し軸方向および半径方向，~分割して温度を計算する。

(iij) 下部プレナム内冷却水蒸発後.圧力容器貫通まで

圧力容器底部の溶融による侵食・肉厚減少・応力増加・破場等の現象を解析する。

(jV) 圧力容器貫通から原子炉キャピティ内冷却水蒸発まで

圧力容器下方のキャビティ部分におけるデプリと冷却水の伝熱等を解析する。

(vl キャピティ内冷却水蒸発以後

融体とコンクリーナの反応‘コンヲリートの侵食等を解析する。

以上の過程を簡略化して図 3.2 f~示す。

解析対象は 1100MWe級のBWRにおける一次系配管大破断LOCAIC起因する SCD事故で

あり. E CCSは全く作動しないと仮定している。計算結果は以下のとおりである。

lil 主要な事象の発生時刻

事故進展の時間経過を下，~示す。

事象時期u(分J

破断。プローダウン終了 0.5 炉心溶融開始 12.

融体の下部フ。レナムへの落下開始 5 0.5

下部プレナム内水完全蒸発 55.5

圧力容器貫通 77.5 キャピティ内水完全蒸発 78. 7

格納容器内圧荷重，~より破損 412.6

乙の例は大破断LOCAでかつECCSが作動しないのでBWRの配管破断LOCAの中では

一16-

JAERI-M 82-039

£%A.&C£fiiV£<t:io tztiL, c®

«^o ttz.

(ii) S3.3

: 2280°C) ic

115.

U (i*fM-i|i©^ICflgft L-Cl»5 fe©£ LTIP5o

© f ^

50.5

(iv)

(V)

Ca(OH)2

- 17 -

JAERI -M 82-{)39

もっとも早く進展する場合の時間経過のおおよその伺安と考えることができょう。ただし.この

例では下部プレナムでの蒸気爆発の可能性を考慮していない。また.圧力容器貫通後の挙動につ

いては事故条件.プラント条件への依存性が強いので.この例は.単なる計算例と考えるべきで

ある。

(jj) 燃料およびデプリ温度の推移

図 3.31と全過程を通しての燃料温度の変化を示す。炉心の中央部がもっとも早く溶融温度

(入力値 2280.C)に達する。モデル上.溶融部分の発熱量はその下方のより低温の部分に伝

えられると仮定するので，温度上昇は一時止まる。次項(jjilで述べる理由でこのケースでは下部

プレナムから炉心Ir.供給される蒸気流量が小さいためにジルカロイー水蒸気反応は抑制されそ

の燃料温度上昇への寄与は小さ L、。図 3.31r.示すように時刻 50.5分以後燃料温度がステ yプ状

に上昇する。これは炉心の溶融部分が下部プレナムに落下し，そこで急激なジルカロイー水反

応が起きるためである。

炉心の溶融部が下部プレナムIr.落下すると.その蓄積熱とジルカロイー水反応の反応熱によ

り下部プレナムIi:残留していた冷却水(ブローダウン終了時水位の入力値は約 3m) はわずか

数分で蒸発する。燃料温度はこの時かなり低下するが.冷却水蒸発後再ひe崩境熱で上昇する。

モテツレ上，下部プレナムlL落下後の燃料デブりはメッシュ区分せず一体として倣うので以後の温

度は一様となξ。

冷却水蒸発後.約22分で圧力容器破損Ii:至る。図 5.3からも判るように.炉心が圧力容器下

のキャビティに落下すると.そこに溜っていた冷却水との間でジルカロイー水反応が再開し燃

料温度は急上昇する。その後.温度が急低下するのはジルカロイー水反応の速度が低下するた

めである。乙の反応度はデプリの形状・組成Ii:大きく依存すると考えられるがMARCHではデ

プリは半径一機の球に分散しているものとしている。

圧力容器貫通後.約 1分で冷却水は完全に蒸発しその後コンクリートの侵食に進む。燃料温

度は崩蟻熱で徐々に上昇していくが.約 130分後からは低下する D 低下のおもな理由は崩境に

よる発熱量減衰およびFP放出により FPのデブリ内にある割合が減少していくこと等である。

(jjil ジルカロイー水蒸気反応

図3.4Ir.炉心内の全被覆管・中の酸化された部分の割合を示す。炉心がかなり高温に達してい

るにもかかわらず時刻印分までの酸化割合は約 8%にとどまっている。これは.ジルカロイー

水蒸気反応が下部プレナムからの蒸気供給量で律速されているためである。この点は 3.2.2節

で紹介する小破断LOCAのように炉心水位が徐々に低下する楊合と傾向が異っている。時刻

50.5分以後は炉心が下部プレナムに落下するため蒸気供給量が噌すので駿化書IJ合は急速に増

大する。

Ov)炉心棒融

図 3.41r.は炉心の溶融した部分の割合も同時に示されている。

M 融体ーコンクリ『卜反応

図 3.51r.炉心コンクリート反応lr.より生成された二酸化炭素.一般化炭素.水素および水蒸

気の量を示す。これは発生量の時閥横分値である。二酸化炭素および一般化炭素の発生量がか

なり大きいのはこの計算で用いたコンクリー卜の組成が重量割合でCaCOa 80 %， Ca (OHh

一17-

JAERI-M 82-039

15S6. SiO2 196,

&IK«»Sfe&10B$ig$-E1©iS[aT?0.1~ 0.25m/hour

(Vi) FPSfcffllcJ:5&$rt£!S1«©fl3('J>

C t ic«fc if) FP

o H 3 . 6 ( i . 7

Si 3. 7

o 3.1kg/cm2a

3. 2. 2 i\-WS\ L 0 C A (CjaHf S'F'WI® •>- >r v x

1'liE C

fci LTSCDIC

- 18 -

JAERI-M 82-039

15%， Si02 1%， H20 3 %と比較的CaCOaの割合が大きいためである。コンクリートの侵

食速度は事故後10時間までの範囲でO.1-O. 25m! hourである。

(yj) F P放出による燃料内発熱量の減少

MARCHでは燃料から FPが放出されることにより FP崩犠熱のうち燃料内で発生する発熱

量割合が減少する乙との効果を考慮している。図3.6は， 7グループに分類された FP群の燃

料外IC放出される割合およびその放出による燃料内での発熱割合の減少を示している。

この図から FP放出の燃料温度変化への影響が小さくない乙とがわかる。

!1m格納容器圧力の推移

図 3.71C格納容器内庄の応答を示す。炉心が下部プレナムIC落下する時点および圧力容器底

が破領して炉心融体がキャピティに落下する時点における蒸気発生が圧力変化に寄与している

ことがわかる。また 100-400分の閣で圧力が徐々に上昇するのはコンクリートー融体反応に

よるガス発生のためである。 412分において圧力が急に低下するのは格納容器耐圧限界入力値

3.1 kg !cm2a I己建し，格納容器破損に至るためである。

なお， MARCHでは水素の燃焼を考慮する乙とができるが，乙の計算ケースでは考慮してい

ない。

3.2.2 小破断LOCAIζ起因する炉心領傷シーケンス

小破断LOCAや低冷却水流量事故IC起因して SCDI"':至るにはTMI事故に見らむるように

単一の故障あるいは誤操作.誤作動ではなく.多重の故障あるいは誤操作並びICEC C Sの不動

作あるいはECC水の供給不足等の重畳を想定せねばならない。特ICS C DIC至るには燃料の破

損が大前提となるので燃料俸の冷却不足，すなわちECCSの機能不足が前鍵となる。しかし，

現実ICTM1 事故は発生したのであり， ECC Sの機能不足と多重の故障あるいは誤操作.誤作

動は確率的ICは低くても全く考えられない乙とではない乙とがある意味で実証された乙とになろ

つ。

BWR並び!CPWRにおいて小破断LOCA(弁の開放固着も含む)が起ったとしてSCDIC

至る条件を考えてみると次のようになる。まず. BWRで中小破断事故が発生した場合ICは.冷

却材の減少の割ICは炉内の減圧が促進されないため.原子炉が高圧状態下でも注水可能な高圧炉

心スプレイ系が原子炉水位低(レベル 2)の信号又はドライウヱル圧力高の信号lとより自動起動

し.炉心iζ注水を行い単独で炉心の冷却が可能である。また.高圧炉心スプレイ系とは独立して

原子炉水位低(レベル1)とドライウエル圧力高の同時信号によって自動減圧系が作動し原子炉

の蒸気をサプレッション・プールへ放出することにより原子炉の圧力を低下させ.原子炉水位低

(レベル 1)の信号又はドライウエル圧力高の{言号により自動起動する低圧炉心スプレイ系ある

いは低圧注水系による注水により炉心の冷却を行うことができるので.高圧炉心スプレイ系の不

作動時にも炉心の冷却が可能である。したがってBWRで小破断LOCAが原因となり SC DIζ

至るには上記の高圧炉心スプレイ系，低圧炉心スプレイ系及び残留熱除去系を兼ねた低圧注水系

が全く作動しなL、か又はその機能が十分に発保されない場合である。問機ICPWRでは一次系の

小破断又は蒸気発生器によス冷却不足(主給水管破断事故並びlζ締助給水機能喪失.主蒸気管破

断事故)と非常用炉心怜却設備で・ある蓄圧注入系，高圧注入系及び低圧注入系が全く作動しないか

-18 -

JAERI-M 82-039

LOCAiOgHLSC D (CS « ^ & •> —!r x x K o l >TE! 3. 8 K/^-f o >-jMR»f L O C A

—ASIC 3

E C C S tfftn-f Act ZiRMlt^ 5 *s. * Oil ^ t ? fc^SoJf^ls: (i±IS© «fc o ^

atmmmmL^mrm^^

ii^6S»r L o c A ic tea L /tif^ i is] t; r-* 5 © x-ge&t z»

300°Fi L« 5 / - K, ii\fiftlc24s - Ki Lfc»

S&24V - K )

- h T ? 7°*s'te*50 Lfc**oT. * f / - K 2 4

(03.10)

I ' i L t l ' SCi lCJ ;5 o - t o y - K 12 "C'li 2000°Fi5< *>bl'.iiic t - h T

2840 "C (=5150°F) i L f c . UO2 £ s^u* o /f

- 19 -

JAERI-M 82四 039

又はその機能が十分に発揮されない場合II:SC DII:至る。

小破断 LOCAII:起因しSCDに至る事故シーケンスについて図3.8に示す。小破断LOCAを

起因とする場合事象は比較的ゆっくり進展し・それ故11:種々の反応.相互作用あるいは挙動が問

題となると思われる。図11:示すように冷却材喪失が開始されてから炉心上端が露出を始めるまで

の時間は事故の規模により極めて異なり.数分から数時間と恩われる。また， S CDを考える上

では乙の問においてECCSは作動せず.原子炉は一般にスクラムされるものとする。冷却材水

位が燃料発熱部上端より低下すると燃料棒の露出部の冷却は蒸気および縞射によるものがほとん

どとなり燃料棒温度は上昇を始める。そしてECCSの作動が期待出来ないとすると，燃料棒被

覆管は温度上昇による強度の低下と FPガスの追加放出によりふくれ，破裂に至る。ふくれの量

や破裂温度は燃料梼内の圧力によって異なりこれらについては現在までに炉外及び炉内実験によ

り相当研究されており.その詳細は次節以降に述べる。現在の原子炉設計では LOCA時11:

ECCSが作動することを仮定しているが.その場合でも辰悪の場合には上記のような燃料棒被

覆管の破裂は起り得るとしている。しかし.乙の場合でも燃料俸の冷却形状は保持され燃料の重

大な損傷11:至る乙とはないと言うのが現在のDBAである。

被覆管が破裂する程度の温度，あるいはそれ以上の温度11:達し，周囲11:水または水蒸気が存在

すると披覆管は駿化により脆化する。もし，乙の段階で炉心1<::水が入ってくると被覆管は急冷さ

れるが，種々の炉内実験よりその熱衝撃程度では燃料棒は崩れ溶ちることはないものと判断され

る。燃料俸が崩れ落ちるのは外力，例えばECCS作動による水力的な力(振動)あるいは地震

が作用した場合で.乙の場合，燃料棒は崩れ落ち棒としての形状を失い破砕した燃料は燃料集合

体内下部すなわち炉心支持構造物上付近11:堆積する。乙の場合ECCSが作動しこの堆積物が冷

やされれば事故は乙乙で終渇するo 堆積物の冷却が十分でなかったり.燃料棒がその形状を保ち

つつも冷却されす更に高温になると燃料は溶融し結局下部炉心支持構造物上11:溶融した燃料，被

覆管，その他燃料集合体構成物が堆積する。その後，乙の溶融堆情物の冷却が十分でない場合下

部支持僧造物及び圧力容器溶融貫通.その聞における水蒸気爆発等の現象が考えられるが.これ

は大破断LOCAIC起因した場合と同じであるので省略する。

次11:前出のMARCHのサブプログラム BOILを用いて小破断LOCAの場合について解析

した結果を示す。解析はあくまで一例として行ったものであり6) 炉心上端が露出を始めてから

の圧力容器内の水位の低下と燃料溶融，被覆管の水蒸気による反応量等を求めた。討.J'il:の仮定

として原子炉停止 1時間後11:炉心上端が露出(ボイル・オフ)し，それより低い位置からの冷却

水の放出はなく.またECCSは作動しないとした。初期水温は10気圧の飽和温度 3000Fとし燃

料温度も周温とした。炉心のノード分割は半径方向11:5ノード，軸方向11:24ノードとした。

まず.炉心中央領域における燃料温度の時間変化を図 3.911:示す。燃料俸は上端(第24ノード)

から水の沸騰により露出を始め.ヒートアッフーが始まる。したがって.まずノード24(高さ12ft)

の儒料温度が上昇を始めるが，露出開始22分後には炉心中央の高さにおける燃料楓度 D方が高く

なる。これは混合相水位(図 3.10)もこの時点ではそれより下になり.発生崩域熱も約 3.2倍大き

いとしていることによる。そのノード 12では 20000F近くから急速にヒ}トアップされているが.

乙れはジルカロイー水蒸気反応による発熱のためで， 32分後11:は融点(本解析ではU02の融点

2840.C (= 51500F )とした。 UOzとジルカロイの共品による師寺触を考えればもっと低い副l史

-19 -

JAERI-M 82-039

- K 24 T?I4 2500T1 ja t -

113.

BO I L a - KlctiHW;

•et>B :

f^A*awLr?f-jftbce. (So*f

A

32 5}

63 5}

B

325}

• 1235}

C

32 5}

14 5}

37 5}

. 30~60

- 2 0 -

JAERI-M 82田 039

となる。)Ir:達する。

一方，燃料上端部にあたるノード 24では2500'F以上になっても急激なヒートア.，プは見られ

ないが乙れは図 3.1Ur:見られるように混合相水位の低下につれ生成水蒸気量が減少し，また生成

水蒸気も下方で‘ジJνカロイとの反応Ir:消費され，ノード24では蒸気量が十分ではなくジルカロイ

ー水蒸気反応が制限されるためである。しかし.55分後には溶融領域は混合相水位下となり蒸気

生成率は急増する。そして炉心上部でもジルカロイー水蒸気反応は十分に行われ，溶融領域は炉

心上部Ir:急速に進行し，ノード24でも57分後に急激にヒートアップし溶融Ir:至る。その後65分以

後各ノードの温度は融点以上Ir:上昇してし吋。図 3.121r:は炉心の溶融領域の時間変化を二次元的

Ir:示す。

BO 1 Lコードには実は 3種類の溶融モテワレがあり.それぞれ利用者が選択することになって

いる。それらの概略は次の通りである。

モデルA 溶融燃料は下方fr:垂れると考え，溶融ノードの過剰な熱はすぐ下方の未溶融ノー

モテツレB

ドへρみ与えられる。

溶融燃料はプールを形成し自然対流により溶融ノードの過剰な熱は上方向のみに

伝達される。溶融が炉心上部まで進んだ場合は上部構造物への幅射熱伝達を考え

る。

モデルC 溶融燃料は周囲Ir:熱を与える乙となく底部ヘッドへ落下し.溶融ノードの持って

いる熱はすべて炉心下の水Ir:伝達される。

上述の解析はモデルAを選択して行ったもので.他のモテツレを用いた場合の燃料溶融.混合相

水位Ir:与える影響を下表Ir:示す。

燃料溶融モデル

A B C

燃料溶融関蛤 32分 32分 32分

炉心燃料の 80%溶融 63分 123分

水位炉』心中央 14分 14分 14分

炉心下限 60分 >120分 37分

一一要するに小般断LOCAや低冷却水流量事故が発生し.原子炉は自動停止するがECCS等が

作動せず.運転員も何ら事故を抑制するような情置をとらなかったとするとやがてボイルオフ状

態になり.炉心上端が露出してから約30分後Ir:燃料熔融が始まり炉心燃料の80%が溶融するのは

約 1-2時間後である。この間冷却水の水位は約15分後には炉心中央の高さまで低下し.30-60

分で炉心下限まで下がる。その後の炉心融体の挙動は大破断LOCAとほぼ閉じと思われるが.

一つの大きな制連は炉心融体が下部炉心支持樽造物上まで落下するまでの事故発生からの経過時

間.即ち.それ以降の倒犠舶による発熱量であり.これがその後の事故の進展に影響を及ぼすで

あろうo

本解析においても炉心上端が露出する時聞を事故発生後(原子炉停止後) I1時間としたが，こ

-20-

JAERI-M 82-039

3. 2. 3 •>- >r y

(BWR) (RIA)

(PWR)

LT

tUO2 (i^fi*.

-tn

C bfii&tuffl 200 cal /g -UO2

230-300 cal/g-UO2IS©i v 9

100~300cal/g-UO2

•-#300 cal/g-UOj SI 3.

i i c t t »j. •e©^©-y —>• y x \ t m 3. •/ - T mfit ^

-21 -

J AER 1-M 82-039

の時間が更に遅くなれば当然の乙とながら事故の進行は遅くなる。参考までに図 3.131L炉心露出

開始時聞を変えた場合の炉心溶融害1)合の時間変化を示す。

3.2.3 反応、度事政IL起因する炉心損傷シーケンス

現在.軽水炉において想定されている反応度事故 (R1 A)では最悪の場合として 1本の制御

俸(又は制御棒クラスタ)の落下 (BWR)又は飛出し (PWR)事故を想定しているが.乙の

場合でも炉心燃料の数日6が破損してFPが放出する程度で事故は終息するとされている。したが

って.このような反応度事故から大規模な炉心鍋傷事故IC:至るには， BWRでは制御棒価値ミニ

マイザによる制御棒引依シーケンスの監視が正常に行われなかったり， PWRでは制御棒クラス

タ掃人限界による掃人制限を越えて制御棒クラスタが挿入されている際か，または復数本の制御

棒の落下または制御棒クラスタの飛出しが起った場合となる。このような場合.エネルギーはほ

ぼ断熱的IC:燃料IC:与えられ.燃料エンタルビーが約 300cal /g・U02を越えるとU02は溶融.

一部蒸発し.燃料俸は主として内圧の上昇により破損し溶融した燃料が冷却水中IC:放出される。

燃料エンタルビーがそれより低く約 100-300 cal /g'U02の場合ほ燃料の燃焼による被覆管

の脆化度.燃料棒内圧と系統の圧力との関係により機々な破損形態を示すものと恩われる。すの

わち.被寝管が中性子照射により極度IL脆化している場合は最低 100cal/g'U02 程度のエンタ

ルビーでもベレッ卜の熱膨張IC:より被覆管は破損する。また，被覆管がそれほど脆化してい

ない場合で過後状態を含めて燃料樟内圧が系統の圧力を上廻る乙とがあれば約 200cal /g 'U02

程度のエンタルビーで燃料被覆管は破裂する。 -Jj，ほぽ新燃料に近い状態の燃料棒は約 200cal

/g'UOz以下のエンタルビーでは破損する乙となく被覆管が酸化し若干脆化する程度であるが，

230 -300 cal /g 'U02:呈度のエンタルビーが与えられると被覆管は融点近くまで上昇し激しい酸

化により極度IC:脆化されるため一般にクエンチ時の熱応力により破損する。燃料エンタ N ピーが

100 -300 cal/g . UOzの場合は燃料は破損する可能性はあるが.その後のシーケンスとしては

原子炉がスクラムされている限り十分に冷却され.それ以上J放が進展する乙とはないと恩われ

るが詳細は次節で述べる。

燃料エンタルビーが300callg 'UOz以上の墳合.図 3.14lC:示すように溶融した燃料は比較的

小さな粒子となって冷却材中IC:放出され.その相互作用によって蒸気爆発を起す。乙れにより一

次系IL衝隼圧が作用するが，上記の相互作用が比較的ゆるやかな場合でも一次系の内圧は上昇し

一次系が彼規する可能性がある。万一.一次系が破損した樹合は系内の冷却材が逸出し LOCA

と問機な乙とになり.その後のシーケンスは図 3.8の下部炉心支持機造物IC:溶融燃料が堆積した

後のシーケンスと同様になる。

-jj，一次系が破損しない場合でも燃料敏片は下部炉心支持構造物IC:堆積するが，上認の激し

い燃料破損の過程において制御俸そのものあるいはその延長部が般損せず原子炉がスクラムされ

れば冷却系は健全で・ある限り事故はこれまでで終馬するものと恩われる。しかし.原子炉がス 9

ラムされず燃料が~I続いてかなり発熱している場合は下部支持摘造物の溶励賞通が起る可能性は

十分考えられ， LOCAの場合と同様なシーケンスで圧力容器の祷融貫通IC:至るであろう。

上述のシーケンスの時間経過としては燃料が溶融・蒸発して破損し蒸気爆発を起すのは極めて

早〈反応度何人開始から l秒程度の間に起ろう。その後の下部支持樽造物の溶融も原子炉がスク

-21 -

JAERI-M 82-039

3.2.4 *?

CtltX'ltLOCAiSiLZfR I (PCM: Power-Coding Mismatch ) *•§1>

(ATWS: Antidpated Transient Without Scram )

- t ' y h "J

^ l c J ; Z

3.3

a 1 ^L

ID

. S C

(heating rate),^£PiSffi (cooling ra te )&OTO$r t^EEI^Wbn.

- 2 2 -

JAER 1-M 82-039

ラムされていない掛合fCは比較的早く起るものと恩われる。

3.2.4 スクラム不作動を伴う異常な過渡変化IC起因する炉心鍋傷シーケンス

これまではLOCAおよびR1 Af司困した事象について述べてきたが.本節ではそれ以外の出力一

冷却不整合事故 (PCM:Power-Coding Mismatch)あるいは運転時の異常な過渡変化におい

てスクラム不作動 (ATWS:Anticipated Transient Without Scram)の場合により

炉心鍋傷に至るシーケンスを扱弓。乙れらはBWRでは制御棒辿続引抜.ターピントリップ.

主蒸気隔離弁閉鎖.圧力調整弁故障開放，負荷喪失，給水喪失等であり. PWRでは制御棒クラ

スタ連続引抜.ほう素希釈.一次冷却系停止Jレープの誤起動.二次系の異常・な減圧，給水流量一異

常増加等で.これらの場合原子炉がスクラムされればほとんど燃斜破鍋IC至る乙ともなL、。した

がって.問題はスクラムされなかった場合であり.乙の湯合の一例として BWRでヲーピントリ

ップ.主蒸気隔離弁閉鎖.圧力調整弁故障開放及び給水喪失のそれぞれの場合fC原子炉はスクラ

ムされなかったとした局合の原子炉出力の変化を図 3.151C示す。各々の場合.原子炉出力は定格

の 6-8倍まで上昇し，パルスの半値幅は 1-2秒である。乙の異常な出力上昇によって燃料が

般領することは十分考えられ，その後のシーケンスについて図 3.16 IC示す。燃料破損は燃料棒

内!王と系統の圧力.燃料の燃焼による被覆管の脆化度fCよって被覆管の破裂になるか.脆性破損

になるかは前節で・述べた溜りである。その後.燃料俸としての形状は保っても被覆管が極度に脆

化され水力的な振動や地震等による外力が作用すると燃料俸は崩場し.炉心下部支持徳造物IC堆

積する。乙の喝合，原子炉はスクラムされていないので燃料准積物の内部発熱はかなりあり.一

方冷却系の運転状態は想定した異常は過渡状終により異なるが.例えば圧力調盤弁故障開放の場

合には原子炉水位も低下しているので燃料堆積物は十分冷却されるとは1I民らない。乙の場合は以

下LOCAの場合と同様なシーケンスで圧力容器溶融貫通にまで至る可能性は残る。

次節以降.では各シーケンス上の問題となる反応.因子について詳述する。

3.3 事象の進展に影曹を及ぼす因子

3. 3. 1 炉心m傷

(1) 一般的な燃料棒挙動

第2ヰE及び前節 3.2で事故時の燃料棒或は炉心の振舞いを大局的に眺めてきたが.実際の挙動

はより復維で，事故条件によってかなりの幅を持つ。燃料側からみて.事故が経度の範囲でおさ

まるか或はDBAを飽え. SCDIC至るか更に飼傷はどの程度であるかは.大略燃料が到達した

最高温度で決定されるといえる。従って.炉心のtn傷を予測する上で事故のシーケンス宅燃料温

度で盤即する ζとは大いに意味がある乙とである。燃料挙動を決定する因子としては，温度の他

に加熱速度 (heatingra胞).冷却速度 (codingrate)及び燃料締内外圧差が挙げられ.損傷の

程度・段階はζれらの因子によって大略まとめることができる。現在までに分っている鍋傷本動

を樋慌を開放として簡単IC図示すると図3.17のようになる。本図iζ先IC第2ヰE或は本章第 2節

で示した事故シナリオを当てはめれば.燃料m傷がどの程度の速さで.どの程度進行していくか

を概ね知る乙とができる。 ζ乙でSCDに去るまで或はその後におけるm要な燃料棒の物問的・

-22 -

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i ) $MH<Diktl (buckling, collapse, waisting)

ii) tmrnaMti • mn Hi) UOj-^rta-fRjElCJi.SZr-Urtiiigli*® (Zr-U liquid) OJFM

iv) Wfc^vm V) $SW&IS8I5 (unoxidzed cladding) ©igffii

Vi) ^ S t f e a S i U O s SJSlc«t5 [iMtmMi (liquified fuel Wfl

&fl (* + >- K U v ^ .

Vii) ^ ^ / ; Z r O

Vili) FP (MftSStoSW ®.tiafcfciBca5ICfls-5 7 * - S i ' ^ (foaming)

100

- warn 3.17 ic* L fc^^^s; t « 5 o

r>>

12)

S)

. PWR-FLECHT

- 2 3 -

JAERI-M 82-039

化学的現象は.温度の低い順或は現象の発生I1聞に

i )被覆管の潰れ (buckling，col¥apse， waisting)

ii )被覆管の膨れ・破裂

iIi) UOz-ジルカロイ反応による Zr-U共品溶融物 (Zr-U Iiquid)の形成

iv)被覆管の酸化・脆化及び燃料棒の急冷時の熱応力その他による破砕

V)被覆管金属部 (unoxidzedcladding)の溶融

vD溶融被覆管と UOz反応、による「液化燃料J C1iquified fuel )の形成と成長及び熔融物の

移動(キャンドリング.溶融落下など)

viD残ったZrO2とUOzの共品反応による溶融と各々の物質の溶融

viii) F P (核分裂生成物)の急激な放出11:.伴うフォーミングCfoa.ming)

などである。勿論，乙れらの現象の中には事故条件によっては生じないものもあるし.或は順序

が変って〈るとともあるo 例えば，前節図 3.1411:.示したように反応度事故時では，燃料ベレット

の加熱速度が極端に大きい場合には.途中の現象が全て省略され.いき UりUUJの持軍融が生じる。

このため燃料内圧が上昇し，燃料棒は内圧般裂し(彼視管温度も数 100'c程度は上昇する)，破裂

口から溶融燃料が噴出する。その後.段終的Ir.溶融燃料一冷却水反応によって水蒸気爆発が生じ

燃料は微粒子化する乙とが原研NSRR実験から分っている?本例は極端な例であって， LOCA時

のような比較的昇温速度が緩やかな場合には.概ね図3.1711:.示した燃料挙動となる。

以上が.一般的な燃料棒挙動であるが.次項以下事故の進展(1:.影響を及ぼす重要な各因子につ

いて，研究の現状を紹介しつつ詳述する。重要な因子は.それぞれ「被覆管の膨れ・破裂J Iジ

Jνカロイー及びUD.!-水蒸気反応による殴化Jr被援管の脆化Jr燃料棒の破砕Jr脚ヰ溶融Jr溶融燃

料の落下及び変形Jrジルカロイースベーサ反応Jであり.その他燃料俸ではないが「制御棒の

t副易」である。

(2) 被覆管の膨れ・破裂

膨れ敏裂自体は DBAのLOCAでも起乙る乙とで.燃料彼視管は破鍋し FPの放出を伴うこ

とになるが.本事象自身は SCDにとって余り重要な現象ではなL、。問題になるのは.膨れ(俄

裂)による流路閉塞による冷却性の有無である。乙の場合.緊急冷却系が事故の初期の段階で正

常Ir.作動しでも流路閉塞のため燃料集合体は十分に冷却されない可能性がある。

本研究Ir.関しては， LOCA時の挙動11:.関する研究として， 1本ピンからパンドル体系11:.至る

まで非常に数多くの実験及び解析がなされている8)また本研究を燃料挙動としてよりは熱水力的

な問題としてとらえ.機料締聞の接触があったとして.ある釘怠な流路閉塞を仮定して.乙の場

合冷却能力の有無を調べる実証E試験が， PWR -FLECHT (米)やFE BA (西独)などで行

われている。

乙れらの結果をまとめると.結論としてLOCA条件下では膨れや依裂が生じても炉心の冷却

可能な形状の維持lζ関しではあまり大きな陣寄にならないとされている。具体的にいうと.膨れ

彼裂実験結果から予測して.流路間寒の断面積は最大でも90%程度であり.仮11:.90%閉塞しでも

ECCSが正常に作動すれば炉心の冷却は可能であるとの結論が-.i!l!の実験結果からいわれている。

一般に側料彼視管の膨らみ量は似裂細度の閑散であり.関 3目 181ζ示すように U傾城で極大の膨

らみ績を示した後 .a + (J傾域で極小となり .(J傾峨では再びt削目する(加熱速度.表而般化脱

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(UO2 -

. NS

ftffi!** 1 MPa JilT (*nJil±-e(i^ 1000 "CJi

(3) s?^*D>f -&£JtUOj-*a5aSJEIc«fc5K{b

SCDW^tTli. 7K^©%4«SJi:^OlS4®tg^A5t>*ef?S^#fi:m 1800

• 60 ~ 70

J«t±©11«t ij.

TMI

(BOI L)©ItSfCfe*ftic«t - .Tli l lf Kt^'iiMSCtfl'Ci^Bfl£

(i

'/iUiO, +'/4H2 (1)

UOj+%HjO- ' / iU a O, +'/3H2 (2)

UO2 + H J O - U O J + HU (3)

IT* 0 • ±6

- 2 4 -

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厚等によるん SCDrc:関連した高温側(例えばT>1500 OC)では膨れ量IC関してのデータは皆

無に近いが.高温 (T>1500 OC)になると被覆管の酸化・脆化或は溶融(U02ージルカロイ反

応等による低温での溶融も含む)の方がより大きな問題となってくるので.高温時の膨れ挙動の

研究自体はそれ程有意義でなくなってくると考えられる。例えば. N S R Rでの実験結果に基づ

けば被覆管温度が1.60σcまで上昇すると数秒間でも被覆管は脆化し急冷時IC燃料俸は破砕する乙

とが多い3従って.乙の場合は破砕した燃料棒の冷却性が問題となるわけで.その前ICどの程度

膨らんでいたかはそれ程重要な因子にはならなPo高嵐側で本研究が必要となってくる事故シナ

リオは.大俄断LOCA等で水蒸気の供給不足のため被覆管の脆化が余り進行しない時で.且つ

燃焼度が比較的低く内・外圧差が 1MPa以下(それ以上では約 10000C以下で膨れ彼裂してしま

う)の時のみであろう。また，膨れ或は倣裂が生じると燃料ベレットと被覆管聞のギ十ツプ幅が

大きくなるので燃料棒の温度挙動に影響を与えることになる。従って. SCDIζ至るかどうかを

評価する上で将来詳細な温度挙動解析が必要或は可能になった段階では，変形盈を時間の函数と

して知る必要があり.詳細な本研究が要求されることになるであろう。

(3) ジwカロイー及びU02一水蒸気反応、による酸化

SCD研究では.水素の発生・反応熱の発生の観点から本研究が特IC重要となってくる。図3) 10)

191C示すように.ジ脚力ロイ及びU02とも反応速度.反応、熱共IC約 1800oCまで求っており.

水素の発生量を推定する上では一応十分の精度と恩われる。設大の問題点は.それ以上の温度で

のデータの欠如である。

更に最近認識されだした重要な研究項目としては.水蒸気供給不足状態での酸化挙動である。

乙れはMARCH(801 L)の計算でも条件によっては被覆管IC十分な酸化が生じないことが明ら

かになっている点からみても重要である。例えば.前節で述べたように.大般断LOCAでは.

水の供給が全くない (ECCSが作動しなbリとすると炉心崩犠 (50分)までの被覆管の反応量

は全被覆管重量の10%でめり.明らかに反応熱による温度上昇や脆化の上で水が十分に供給され

る傷合と比較して大きな差が生じてくる。また.同じ問題であるが発生した水素による酸化の抑

制効果については.Chungらll)の実験結果があり・それによると水蒸気中の水素濃度がモル比で

50%以上になるとジルカロイの酸化は著しく減少し. 60 -70 %では全く水素が存在しない湯合

と比較して反応債は約%になっている。以上の乙とより，冷却水の再注入についていえば.冷却

するには不十分であるが，酸化させるには十分であるといった中途半端な注入の仕方が燃料損傷

にとってはー誘惑い訳で.TM 1事故のある過程では正にこの悪い状態であったといえる。同

じことはU02の酸化についてもいえ.水が全く無ければ般化しないので解析は簡単だ.が.供給不

足の時四度化速度がどうなるのかについては解明されるべき問題点である。

水素の鼠大の発生量を推定する上で .U02-水蒸気反応によってU02がと、こまで酸化されるか

は一つの問題点である。考えられる反応式は，

UO， +~H20 →I，4 U4 09 +~日・H・..…・…………………・ H ・ H ・..…… .....(1)

U02 +%H20→I/a U 3 0， + I/a H2 ..・H ・...……… H ・a・-…...・ H ・..・ H ・H ・.....・ H ・"(2)

U02 + H20→U03 + H2 -・・・・・(3)

であり・熱力学的考察から(2)の反応は 1800K以上では可能であり. (3)の反応は全ての温度範問

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. UO2 - i J

. 1500

(4)

. 1500 °C

(ZrO2 ffl)

. Fw

Chung t

A^^^o Ctlit.

L;F W <fe fc . fiS^bSffilc «fc ^ t l ' i S i i ^ i pig

C®tttt>. ^ffltf3ffl»sgfflffi*S«6lci«3. *MANL0Kassne r ^

1 -3<OiSS*4J|4llNRC/)>t>Hi**Xfco C t i l c j ; § iBaker -Just

mm . £ ft & .03 J

3. 2d o<t o

So

r -> t -6<fc-pteffl3z53K (Equivalent Temperature)

. chtz£i)tpft-C<OPCMm®)£!£%$atZC£t>ii£&<btltZ

c 0 J ; -9ic, mitlt*. 5H61tliftiHlc*f L T l i .

ai@jfflffi/ii 1400 ~ 1500 "C'&tS-ti-jf. t K S l ^ l B J (~I s

fflL. .L

- 2 5 -

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で不可能である乙とが分っている10) 従って.SCD事故ではU02の酸化はU308止りで，般化の

途中において U40~ の酸化物形態をとるといえる。

水素発生の観点以外から本殿化反応が重要となってくる場合として，燃料品年融のfilを推定する

場合がある。燃料溶融の母及び速度成は融点は. U02ージ Jレカロイ反応を考えた場合.被復管中

の酸素濃度及びU02中の敵索ポテンシャルの関数となってくる。従って，何℃でどの程度

の位法融するかは.その温度に達するまでの酸化ほ.厳笛;ζいえば吸収した般素濃度が問題とな

ってくる。それ故.f!l. Iζ般化速度定数を知るだけでなく，被機管中の峻索活~!支分布を知るための

実験データ及び解析コードが必要となる。現在のと乙ろ. 1500 'c以 tで(;i:.本件に関して信組で

きるデータ.解析コードはない。

(4) 被覆管の脆化

本研究は LOCAn寺の燃料挙動のーっとして日本をはじめ欧米各国において研究例は非常に多

L 、ーそして. 1500 'cまでは.極々の条件下での基準作りの研究が盛んである o 歴史的にみると，

まず般化脱 (ZrOz相)の厚さを基準にとり.全肉厚lζ対して何%までならば.急冷時の熱衝隼

11:.耐え得るかといった観点で脆化の評価が行われてきており.乙の方法は現在の LOCAIζ対す

る基準として各国で採用されている。しかし，実際には般化膜厚さのみでは種々の条件に対応し

きれない函もあり，被担管の延性11:.ほとんど寄与しない安定化α一相も考慮し.残ったβ相の全

肉厚tζ対する比.Fw値で脆化度を評価する方法も提案された。ORNLでの研究によるとFw値

が0.75以下になる般化泣で被榎管は室温で完全に脆化するという結果が得られているB) しかし・

酸化温度がより高温になると.低温で般化した時と同じFw値であっても，より大きな脆化が観

察され.脆化の程度をFw値のみによって評価する乙とは不可能であることが分った。これは.

実際の延性11:.寄与する β相中の酸索濃度が同じFw値でも.酸化温度によって異なるという事実

に起因するものである。乙のため.β相中の厳素濃度を基準lζとり，米国ANLのKassnerや

Chung らの研究Icb1iづいて 1つの提案が米国NRCから出された。乙れによると Baker-Just

の式12)を用いて算出した般素濃度が0.9wt・96以下である管肉厚がし、かなる場所においても 0.1

mm (0.004 in)以上である ζととなっている。そして.これは室温で0.03Jの衝撃力lC耐える事

に相当していることも同時に分っている。結果を骨量化温度とその保持時間の関数として示すと図

3.2Jのようになるア本国から分かるように約 1400'c以上の状態が2秒間以上続くと被覆符は熱

衝撃に耐えられず彼飼い場合によっては破僻する乙とになる。また.一般に事故時には被榎管

耐度は膜沸騰継続中ずっと一定債をとるわけではないので.膜沸騰が続くのと同じ時間一定儲度

Iζ保った時と同じ酸化鼠となるような相当温度 (Equivalent Temperature)を般化JMy.価式

から求め.これにより炉内でのPCM実験結果を評価することも試みられた。その結果を岡3.21

iζ示す?このように・般化による脆性剛山ζ対しては・被覆符の温度挙動11:.b1iづいて燃料の岐m条件をかなり正確に帝i<価できる'flが分ってきている。そして・先IC示した 2つの岡IC見られるよ

うに.舷高温度が 140U-1500 'cを魁せば.俺く短い時rm(-1 sのオーダー)で彼11管は脆化

し開衝撃等11:.よって俄倒する乙とになる。従って.被1In'温度が高温になる SCD条件 Fでは被

覆管の脆化1;1:避けられず納衝耳障等Icよって般制する可能性が大きい。但し.J二記は全てジ:Jレカロ

イー水蒸気反応による械化脆化を考え.水蒸気の供給が卜分である場合のデータ 11:.成づいてし唱。

現実には前羽で述べたようにLOCA時には必ずしも水蒸気の供給は卜分でない場合もあり.結

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^.|f, Kawasakit>M)

ttfc.

Lt l i . U02-i''i'*D'fSli5A1*5o cm*. U02 -'J>»1i

U02 (c<fc-5iS^RfET;*.^C<h(Ci|SS-r'5fe©t;. 1300~1850°C

(oxygen-stabilized a- layer ) AS4U C i ^ o T l ' 4 1 5 " 6 ' {• LX.

U O 2 - 4 ?

(collapse) PCM£ftl±3$.. LOCA^ttTf W #

. Hofmann

(51

(long-term coolability)

1. 3.8. 3.16 X'K Ltz Jt ? IC E CC S/)*ft^fcj&*.

R

- 2 6 -

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果として般化盈は少なく脆化度も少なくなる乙とは十分に予想される。水蒸気供給不足下では.

酸素の吸収量は少なくても，被覆管中の鉱散は十分起乙り得るので.同じ酸素吸収量でも脆化度

は高くなる乙とが予想されるが実験データはない。

被覆管の脆化は・ジルカロイー水反応による酸化以外I~ も起こり得る。例えば， Kawasakiら14)

ICよって提唱された水素脆化もその一つである。しかし，この場合の水素脆化は，ジルカロイー

水蒸気反応によって生じた水素ガスが原因であるので.水素脆化が問題になる時は必ず酸化脆化

も起っている。従って.温度が高温になる SCD条件下で1;1;.水素脆化は SCD研究上それ程重

要な研究項目ではない。なお.前述したANLによる脆化基準I~は水素脆化の分も考慮しである。

ジルカロイー水蒸気反応による俊化脆化以外II:SCD条件下で重要となってくる脆化の原因と

しては. U02ージルカロイ反応がある。乙れは， U02ージルカロイ反応が本質的にジルカロイの

U02による酸化反応であることに起因するもので.1300 -1850 .Cの範囲で被覆管内面IL.安定) 16)

化α栂 (oxygen-stabi lized (i-layer )が生じることが分っている。そして.乙の反応相の

生成速度は外面でのジルカロイー水蒸気反応による反応相の生成速度と同じである乙とが分って

いるので.結論として被覆管はU02ージルカロイ反応によって. ジルカロイ水蒸気反応と同程

度脆化するといえるべ U02ージルカロイ反応は.燃料ベレ y 卜と被覆管が接触さえしていれば

生じ得るものなので.被覆管が潰れる (collapse)P C M条件は当然， LOCA条件下でも大き

く膨らんだ部分以外では.本反応は生じるものと考えられる。例えば. TMl事故でも大部分の

燃料俸においてU02ージルカロイ反応が生じているといわれている。

以上のことから.被覆管の脆化は温度が 1500.Cを錨すような状況下では. 水蒸気の供給の有

無11:拘らず.ほとんど避けられないものと考えられ，急冷時の熱応力のような衝撃力が働くと低

組では燃料棒は脆性般領する乙とになるであろう。そして.脆化の基準等については大筋はほと

んど求められているといえる。参考のために， Hofmannらが行ったU02ージルカロイ反応によ

る反応相の生成速度に閲するデータを図3.2211:示すア今後SCD研究に関しては・先11:述べ

た水蒸気供給不足条件下及ひ:U02ージルカロイ反応による酸化脆化の定量化が.より詳細江燃料

挙動を究明する上で必要となってくるであろう。

(51 燃料僚の彼砕

前項の被寝管脆化の延長の問題として燃料棒彼砕がある。これは.脆化した燃料棒がいかなる

大きさ.形状で俄砕し.どのように炉心の下部に堆積するのかという点であるo 脆化した被領管

が実際11:彼僻するのは.単なる仮動や燃料棒問の伸び量(或は鰯み鼠)の相進による応力や熱水

力的仮動更には急冷時の勲衝隼力などが働いた時である。しかし.高温〈例えば 1500.C以上)で

は.般化した被覆管も十分延性を脅しているので.実際iζ燃料棒が脆化によって仮砕するのは.

再冠水等により水が入ってきたか.元々水が存在していた状態の冷えた時のみであると考えて良

い。従って.本項が問題になるのは.破砕した燃料憾の長期的な冷却性(Jong-termc∞lability)

が可能であるかどうかであり.これは正11:先Iζ述べた俄砕片の形状.土佐積の仕方の問題となる。

それ放.前節の図 3.1，3.8. 3.16で示したように .ECCSが働いたが.果して本当に般砕片を

冷却させる乙とができるか或は.R I A時の湖合.炉は停止し冷却水が十分であれば事故は収束

に向かうのかといった ζ とが， SCDの抑制として問姻となる点である。

現夜のと乙ろ.上記の究明を目的とした実験は高速炉関係を除いては見当らないが間接的IC:応

-26-

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"Shattering '

* 0.1 mm j

L.

jy f«UO 2 -

(i) U O 2 - S ?

J. U - Zr -OHTU

(oKygen-stabilized a- Zircaloy)-UO2©SI

(washout)

1850 °C

(U. Zr )

(U. Zr

1133

fc. R I A©«fc-3lci$i,>Jg&T?(i, N S R R

c © S f E l c J ; « i J f P i L - C ( i .

Ci i . •>

ffl)

Z r O 2 - Z r l O )

- 2 7 -

JAERI -M 82-039

用できるものとしては. N S R RやPBFでの実験結果があり.これらの結果からいえることは.

彼砕片は比較的大きく数 cmのオーダーかそれ以上である。部分的には mmのオーダーの細かL、

ものもあるが，一般には重畳比でいえば非常に少なL、。しかし，上記の実験はある|絞られた RIA

或は PCM事故を検擬したもので.条件によっては小さい粒子が生じることも考えられる。例え

ば.燃料ベレットが急冷された時. . Shattering .と呼ばれている結品粒界割れが生じることが

上記の実験から分っており.もしこれが多量に被覆管外に出ること (washout) があるとすれ

ば.非常に細かい約 O.lmm以下の粒子が多数炉心下部lζ堆積することになる o

(6) 燃料溶融

事故時の燃料棒の振舞いは復雑であるが.共通している点は.圧力容器或は格納容器の煩傷を

伴うような SCDの中でも大事故に入る事故には，多くの場合燃料溶融が必要であるという点で

ある。燃料が溶融すると急激に大量の FPが紋出されるという観点からも燃料溶融は重要である。

燃料俸の溶融は，組成さえ決まれば厳密な温度はともかく.ほぼ温度によって決定される o しか

し.組成の方はU02ージルカロイ反応或はジルカロイー水蒸気反応によって時々刻々変化すると

共に.場所によっても異ってくる。従って.燃料棒の溶融は温度履歴.場所，反応の促進等によ

って様々な形態をとることになる。以下はU02ージルカロイ及びジルカロイー水反応を考慮し燃料

俸の浴融の様子を温度と組成から見ていくつかの形態に分けて詳述したものである。

(i) U02ージルカロイ反応による溶融

燃料ベレットと被覆管が接触した状態では.両者の構成物質が相互拡散し.いわゆるU02-

ジルカロイ化学反応があるa度以上で生じることが分っているア乙の場合・一般に共晶反応

によって低融点合金或は化合物が形成される。本研究l乙関しては西独がTMI事故以前から精一一 15) 1η

力的な研究を行ってきており .U田 Zr-0ニ元系の状態図及び安定化d ージルカロイ

((町gen-stabiIized c.t-Zircaloy)-U02の擬二次系状態区110)，の大略が求っている。参考のた

めに乙れらの状態図を図 3.23a -c IC:示す。

本図から分かるように.反応は大きく分けて 2つあり. 1つは約 1850'c以下で生じる主と

して(i-ジルカロイ.と U02の反応であり，被覆管内面IC: (0， Zr)合金相と安定化 d相が

形成される。(U， Zr )合金の形成によって.被覆管の一部は部分的に低い温度で緯融するが，

乙の液相は薄い籾なので.これによって燃料棒が直接溶融般領することはないことが米国) .....r.J::r"TI'..~ .， .... ..... ...-+，o~A..9) J6)

PBF.--や原研NSRR実験から分っている。溶融開始点は原型的には金属ウランの融点

1133 'cであるが，実際l乙有意な量だけ溶融するには.比較的昇祖述度の遅い PCM換擬炉内同)15)

及び炉外実験でもおよそ 1300'cである。また. R 1 Aのように速い場合では， N S R R

の結果から約 1600tであることが分っている16) 乙の反応による影響としては・燃料ベレット

と被覆管が完全に園者して.両者聞の熱伝達が良くなる(異種物質問の熱伝導と考えて良い)

乙とと.ジルカロイは U02によって疎化脆化されることである。般化速度はジルカロイー水

蒸気反応、と原則的には同じであると考えて良いが，Zr02相は形成されずa-Zr(O)(安定化¢

相)のみが形成される。乙の反応による酸化は高温側では無視できなくなゐが.反応熱IC:つ

-厳僚には画質素描!支の低い安定化αージルカロイとも反応し得るが，反応1止は甑端11':少なくな

るζとが予想される。

-21-

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UO2 t'Ji^fl a

^*#^.n(i'1850°CJa.J:) -C ' i tSSal iv 5 ^*^^ iUO2

3.23 b.c (caiin-5i;9(cUO2 0—a5<i$ftL. i 5 ^* UO2 (±—g|5^^AD>f*ta*§L. (U. Zr)O2

»ft (liquified fuel) t»f-t>'.

- C ^ ^ S n . gI3.23c '. 2400

< tt-s0 ^n^^^Hf*ff luo 2 fii ^ ^ * 0-1

T 1950 ~ 2400 °C©l5il•?(*. ^itiSfcJ±§3£^'J»j:^©Tr. t ^ ( $ 5 + + > K '7 y ^ (can

dling) ©igJB^'tC-Siiffi-e. JggijgT (melt down) f £©(± 2400 °C PA±X$>6

C ©UO2 - y ^ * P -f RlE^fi* <-»!-©HTdlfili , 1850 °C°!iii 2400 °C \c

: ZrO2 lets. r,X L * 9 C i •?&§** ^ff)ZrO2 - UO2 5'. feL 1850 ttT-ICISa® 1*1 LfiiA^ZrO: IC/i oT^n t i ' . ZrO2 -

(eutectic liquid) # 4 U 4©[*^ 2,550 Wib«(0 t ' . g?fix7

c, fc L. Sffi#2400 tJ£lTT% 1850 DC Ji

it

Jil h

it (total wall oxidation)

UO2- •>'/i' D 4 S E i c i L t l i . hKELfcJ;

. zr o

- 2 8 -

J AER 1 -M 82-039

いては不明である。一般には.この酸化は計算上無視されているが. 1700 'c位で飽和 ct-Zr

(Qi'中の駿素足は Zr02中の約 30%であるので被覆管が全組酸化するt易合には当然ζの分だけ

水素発生母や発熱Bを差し引かねばならない 3

乙の反応による溶融で伎怠しなければならない点は.U02とジルカロイの固体一固体様触が

生じなければ反応は起こらない点である。従って，被m管が膨らんだ時には考えなくて良い

(代わりに内価でのジルカロイー水蒸.気反応を考える)。

U02とジルカロイにおけるもう一つの反応は. ct-ジルカロイの融点約 1950'c以上 (共品

点を考えれば 1850'c以上)で生じる溶融ジルカロイと U02反応であり.乙の反応により.図

3.23 b. c に見られるようにU02 の一部は捺融し.ジルカロイと共lζJ夜相を形成し，残りの

U02は一部ジルカロイをi占!溶し . (U.Zr)02を作る。この反応によって生成される溶融燃

料を通常液化燃料(Jiquifiedfuel )と呼び.実質的な燃料溶融は本反応によって開始する o

本反応、によって溶倣できる U02盆のジルカロイ Iζ対する比率は温度で決定され.図3.Z3cIζ示

されるように.拘 2400'c以上で溶融量は急激に地える。例えば・ 2400'cまではU02のモル比

で 2396までが熔融限度であるのに対し 2400'cをこえるとモル比で 80%以上の U02が液体ジ

ルカロイ中に混入するので溶融母は極端に大きくなる。乙れを燃料棒中の U02量とジノレカロイ

i立を考慮して. U02の溶融i本績に換算すると.それぞれ約 3%及び 50，%以上のU02ベレ y 卜

が溶融することになる。本反応が生じると.燃料は溶融破備することになるが.大雑把にいっ

て 1950-2400 'cの範凶では.溶融最も比較的少ないので，いわゆるキャンドリング (can・

dling)の変形が生じる程度で，溶融落下 (meltdown)するのは 2400'c 以上であると西独

KfKにおける実験等から推測されている。

このU02-ジルカロイ反応を防ぐ唯一の可能性は. 1850'C或は 2400'c {C達する以前にジノレ

・-カロイが全!而或はほとんど Zr02になってしまうことでおる。乙のZr02-U02反応について

は後述するが，もし 1850'cまでに被覆管内面がZrO~ になっていれば， Zr02 -U02共晶反

応による液体 (eutectic !iquid)が生じるのは約 2，550'cであるので. 熔融デブリの形成ま

でには約 150'c余俗があることになる。もし，温度が 2400'c以下で. 1850 'c 以前に被復管

の全肉厚般化が生じているとすれば.溶融 ci夜化燃料の形成)はなく溶融デプリの形成もない

のは当然である。但し.全肉厚酸化のような場合lこは燃料棒が振動等によって壊れてしまうこ

とは十分考えられる。

以ヒの観点より.本反応による溶融が燃料俸に及ぼす影轡を考る上で.外而酸化宣或は加熱

jilil立は慣袋な一つのi刻チとなる。その;巴;味では.週常の酸化速度を求める実験と共lζ全肉厚酸

化 (toLal wall oxidation)の生じる基準.或は熔融金!泌を維持できる釘効酸化脱ー厚正予を知]

るための実験がおっても良いと思われる。

U02ージルカロイ反応lこ関しては. t述したように定性的にはかなり理解されているが.

反応i密度等定M的な仮いはまだなされていない。特に.事故時のようなトランジエント条件下

.fi量点1ft，且が飽Hlした安定化a-ジルカロイ

H 水A主主iのIR給が十分であるとして，間1111ζ試nすると加熱i樹立が約'/.a'C/5以 Fでは 1850'C

までに彼趨π-の全てが般化され， Zr 0，相になる。

-28-

JAERI-M 82-039

7 ^ .

6x -5ttî^f-ôn.

(ii) /?

. ^j 1900 ° c e ^ 7 L .

(shell) OtS»J;£LTîf4«ffl^ttSlD!C<^0 Jn.îiffiOA^^R IAOifi^TTfe,

c

a- z> tuft a 4

S F D'Jp^-Hlt©fg*i LT«*4l$Sg* 2200 t£T"±tfA:#. 3^* 1600

R

. * + v K 'J (debris ) *s'JfM

- 2 9 -

] AER 1 -M 82-039

では，構戒物質の組成が待問と共l己変ってくるので.どのような反応相がどの程度.どれ位の

速度で生じるかを解析することは現持点で・はかなり凶難である o しかし， N S R R実験結果に

基づけば，反応変事故のような非常に速いトランジェント条件下でも反応相の種績は概ね平衡

状態図i乙従うことが分っている 16)

今後必要となってくる研究項目としては.反応速度を中心l乙.パーンアップ (U02燃料中の

酸素ポテンシャル)や外面酸化(ジノレカロイ被覆管中の俊素渡度)の影響の解明が急務となり.

次に急激な過渡変化にも対応できるような実験データの蓄積.解析手法の確立が要求されるo

なお.本研究!r.当つては.被覆管の脆化，溶融に伴うキャンド:)ンゲ.熔融落下等の変形の問

題も同時に含んだ形で究明されることが望ましい。

tii) βージノレカロイの硲融

約 1850.Cにおいて， fi-ジノレカロイの溶融が始まる。これは.約 1900.Cで終了し.液相+

α-2r (0)となる o 乙の落融はU02-ジノレカロイ反応IC関係なく， s-ジルカロイのみが溶融

するものである。この時， lt-Zr(O)は溶融しないので外側部分は困問のa-Zr(O).が存在し，更

，~その外側はジノレカロイー水蒸気反応によって生じた Zr O2がある。従って，高温時の溶融量

(比率)を決める上で.高温側での酸素のジルカロイ中での拡散定数を知ることは非常に重要

となってくる。この場合，R 1 Aのように非常に大きな加熱速度でない限り.外側の酸化層が

殻(shell) の役割をして燃料披績には歪りにくい。加熱速度の大きいRIAの場合でも.燃

料彼損は部分的にあるかも知れないが，高温時lζ冷却形状を失うことはない 3 外面でのジ、ルカ

ロイー水蒸気反応が全くなかったと仮定した場合.燃料破J員或は破砕片の形成i乙至るかぞうか

については不明である。この点Ic関してU02ベレッ卜はまだi昌体であるのでこれが燃料俸を支

えるという結果もあるが，この結果は短尺燃料棒を用いた結果であり.実際にはよく分ってい

ない。少くともキャンドリング位は生じるものと推定できる。従っても外面酸化がほとんとな

く1850.Cに達した場合は，その後注水されてもその部分より上の位置への冷却材の供給が著

しく減少する可能性がある。

(iiil lt-ジルカロイの溶融

Ijj)の延長で溶融開始点は約 1900.Cであり. 1950.Cでは全て溶融する。考え方としつは， (ii)

と全く同じに取扱って良いが，被覆管金属部分は全て溶融するので，溶融や変形の限度凶iiJよ

り激しい o この溶融による燃料の損傷は外面ICジノレカロイー水蒸気反応によって生じる Zr02

相によるといえるo 外側l乙厚い2r02抱があれば， HPち加熱速度が緩やかでも水蒸気の供給が十

分であれば燃料破領或はキャンドリングなどの変形は起こりにくい。例えば，最近の仏の

SFD炉外実験の結果として・燃料棒温度を 2200.Cまでよげたが.途中 1600.C位でしばらく放

置したり，加熱速度が比較的小さかったため被覆材は全て2r02になり燃料棒は初期形状を保

っていたという結果もある。 RIAのように加熱速度が非常に大きい場合でも水蒸気の供給が

十分でH2 の抑制効果がなければ.燃料棒の溶融舷損は極く局済的なもので，高温時には分断

片は生じず，クエンチ時の熱応力或は輸送中又は燃料棒取扱中によって脆性破損している。

もし.外側に十分な厚さの酸化膜がなかった場合は.燃料は俄領し，キャンドリングも必至

であると思われる。この時，溶融落下等によってデブリ Cdebris)が形成されるかどうかは微

妙である。というのは，内面における U02ージルカロイ反応!とよってどの程度硲融飼域ができ

-29-

JAERI-M 82-039

(IV) CC-ZT(0)-ZTO2

C

ZrO

2400°c

•So

(V)

©

( i Z rO2 iPISff i l?. WsgiJtIC-r 5 i UO2 ©HJ 20 ^ i f i < jWg i r f S C i *c/«£ So

^ 1850 °c4TTIc^i:KZrO2 K < j , t t ' f c i t 5 i . OffMJi 2550 "CTT41; S t l K. 5O

(Vi) ZrO2 &y>'UO2 ©I§I4

ZrO2&O'UO2©i!^!4^)2700oC. 2800^^*5*1. €tljyHiJI<lUO2- if >\> t)

. lt)300cal/g-UO2 jy

Jil±fflJ; 9 X&60

M) 1300°CJy±-CUO2- ^^*p^JKf l5 lcJ; i3. j & S ® © f i f f i # W t t * i f t l s : (U. Zr

(p) 1850 ~ 1950 <CT-tftaffjfe)i6|5»*i»g|« L . i f ^ K J ; o T ( ± * +• v K y v ^

- 30 -

JAER 1 -M 82-039

ているかによるからである。これについては(i)で述べた。

(:V) d -Zr(O)ーZr02共品反応による溶融

この反応は.約 1900.Cで始まり.Zr02の一部が液体ジノレカロイ中jC;解離する。乙の反応は

zr02の融点である 2700.Cまで続くが，一般には外側でのジルカロイー水蒸気反応によって酸

素の吸収が生じるので，酸化膜厚が薄くなることはない。例外としては.水蒸気の供給が不足

した時のみである。いずれにしても(i)で述べたようにa-Zr(OHま.同時IC;U02と反応して

2400.C 1ζ は大量の液相を形成するので，乙の反応がそれ程重要になることはないと考えられ

る。

(v) Zr02 -U02共品反応IC;よる溶融

この反応は約 2550tで生じる。従って，いかなる場合でも.燃料がこの温度に達すると燃

料の溶融は避けられず恐らく溶融デブリは生じるであろう。即ち. 2550.CぐらいではU02の

溶融モル量は Zr02と同程度で，体積比にすると U02の約 209ぢ近くが溶融することになる。

以上のことより.もし被覆管が 1850.Cまでに完全にZr02になっていたとすると.溶融デブリ

の形成は 2550.Cで生じるといえる。

(vi) Zr02及ひ:U02の溶融

Zr02及ひ。U02の融点は約 2700.C. 2800.Cであるが.それ以前jC;U02ージルカロイ反応

等によって燃料の大部分が溶融してしまうので通常乙の数字は余り意味をなさない。

また炉心下部l乙落下した場合でも，他の構造材との反応が生じるので全面溶融はこれより低

い温度で生じる。但し，半径方向iζ大きな温度勾配があって，いわゆる中央が高い凸型の温度

分布をとる場合.U02の溶融はある意味で重要となってくる。即ち .P BFでの実験では.こ

の中央で溶融したU02がベレッ卜中のクラックを伝わってベレッ卜外周部IC;でてくる現象が見

られている。乙の場合.実験では溶融した U02が被覆管をつき依る以前jr.固化してしまってい

るが.条件によっては考慮しなければならないかも知れない。これは，燃料研究というとり，

福度分布.溶融U02の冷却といった熱的な問題である。計算例としてはEトGenkの計算等が

ある?

U02の溶融が問題になる別の場合として，大きな RIA時の燃料般損がある7)0RIAの場合.

エネルギーはほぼ断熱的Ir.ベレット Ir.与えられるので，約 300cal/g"U02 以上の熱量が与

えられるとベレ 'Y 卜のみが溶融し.被覆管の温度はほとんど上昇しない状態が生じる。この時，

ベlノト溶融或は蒸発等iζよって被覆管は内圧殴裂し.溶融したベレットが冷却水中IC;放出さ

れる。乙の燃料破恨形態は，前述したいずれの殴舗とも異っており，高温のU02と冷却水の俊

触lとより水蒸気爆発が生じ.ベレットは細片化される。本研究は現在NSRRで実験中で投入

発熱量と敏飼状況及び破舗に伴う般域力の評価などが行われている。

以上のように燃料熔融について.形態別IC;述べて来たが重要となる点をまとめると以下のとお

りであるo

lイ) 1300.C以上でU02ージルカロイ反応lとより.被覆管の内面が酸化すると共に(0.Zr )

合金栂か Cを被覆管の内而は一部溶融する。

(ロ) 1850 - 1950 .Cで被覆管金属部分が熔融し，場合によってはキャンドリング等によって流

路閉ま・が生じる可能性がある。また.同時に U02一αーZr(O反応も生じ U02の一部も溶融し

-30 -

JAERI-M 82-039

(4L;J65 Gffiftdftft- liquified fuel H c<DVO2 <D®mmi*2400

l-O

WO 2700 °O 2800°Clcfc^-C. ^tl^'tlZrO2 . UO2

(7) J§iE«8ftO^T (melt down)

HHt. t ' t t , (meltdown) -r5©*». SKliigfttSTL'i < T fc n - V ? fri

>'KU x / (candling) ^ 7 * - ; y^ ' (foaming- ^ ^ i c J; -o'Ct.^ft FP #&tB Sft* fc«5ic41:' «*K£M: u .y |>©flg t .^ -PBFIC

LT.

3. 2. 2T-ai^fcJ;-p!CMARCH (BOIL) 3 -

ic J; S L• LA>fe 3 oOigftfe&T©* f ^T? feUBS t fiUtt 5 ^ffltr*-5 £ c

—7©—

18) if

ttl*, 1000 °C

- 3 1 -

JAER 1 -M B2-039

はじめる(液化燃料ー liquifiedfuelの形成)。

い) 乙のU02の溶融量は 2400'cで不連続的lL.急増し.恐らく 2400'c以上で溶融デプリが形成

される。

(.::.) 2550 'cになるとU02-Zr02反応が生じるのでし、かなる場合でも部分的な燃料ベレットの

溶融は避けられない。

lホ) 2700 'c. 2800 'cにおいて.それぞれZr02・U02の熔融が生じる。

参考のために以上の溶融現象をまとめたものが図 3.24である。

(7) 溶徹燃律の落下 (me1tdown)及び変形

本項も(5)の燃料棒の彼砕と全く同じ問題であり.前項が溶融していない国体片であるのに対し.

本項は溶融物(燃料，被覆材，場合11:よっては構造材の混合物)を対象としている。即ち.溶融

燃料の冷却性(或は水蒸安滋隣)を評価する上で.初期条件として燃料が何時.どこで.どのよう

に溶融落下 (meltdown) するのか，或は溶融落下しなくてもローソクが溶ける場合11:見られる

ような溶融燃料の表面が流れ落ちるいわゆるキャンドリング (cahdling)やフォーミング

(foaming-溶融によって急放ILFPが放出Sれるために生じる燃料ベレットの膨らみ-PBFに

おけるシュラウド内単一燃料様実験では流路閉塞をするのに十分な量の膨張を観察している)等

がどのように生じるのかが問題となる。後者のキャンドリングやフォーミングの場合.溶融沼下

しなくても局所的(1:流路を閉塞して.その後再冠水によっても流路閉塞した上の部分ILは水の供

給が不十分で.長期の冷却性が健保できなくなる可能性もある。この流路閉塞は燃料俸の膨れや

堆積般砕片による固体の閉塞とは異なり.液体によるものなので.より密11:完全に閉塞してしま

う可能性があるので.もし起こり得るとすれば事態は深刻である。

本項lζ関する研究としては.大きく分けて燃料がどのように溶融して変形(溶融落下.キャン

ドリング. 7ォーミングなども含んだリローケーションなど広い意味の変形)していくのかとい

う研究とある溶融物を仮定してそれがどう冷やされていくかという 2つの研究があり，お互い独

立に進められているが.現段階ではどちらも SCDを解析する上では十分な情報が得られている

とはとてもいい難し」例えば， 3.2.2で述べたようにMARCH(801 L) コードで 3つの溶融

落下のモテソレがあり.どれを使用するかはユーザーのオプションになっているのは正にこの事情

によるし.しかも 3つの溶融落下のモデルでも実際とは異なるものであるという批判があるのが

実情である。

従って，今後より現実に近い条件で溶融燃料がどのように変形或は落下していき.どのように

冷やされていくかに関しての知見を得ることはSCD解析上重要な研究テー7 のーっとなるであ

ろう。本問題は.溶融落下した燃料と下部残留水(もしあれば)との筏触による水蒸気爆発の観

点からも重要となっでくる。

181 ジルカロイースベーサ反応

ジルカロイ被覆材とインコネルスベーサの化学反応によって低融点共I晶体が形成される現象で.

共品点など詳しいζとは分っていないが， 1000 'c程度になると本反応が生じる。

本現象自身は局所的なもので低融点共晶体が形成されても.それ自体はSCDの観点からそれ

鰻重要ではない。問題は.本反応によって共晶体が形成された場合，他11:及ぼす彬響である。例

え，;t:，本反応によってジルカロイー水蒸気反応やU02ージルカロイ反応が加.iiIiされないかといっ

-no

JAERI-M 82-039

3§MC J ; L*-5=1;-5

fc J;

L,

700

tiz. ^Ty

metal embritlement

1000 -

ffl*

ti321-00

Cd

3. 3. 2

C

(Meltthrough)

- 3 2 -

JAERI-M 82-039

た問題である。本項目については未知の部分が多いので.一考を要する問題である。

(9) 制御梼の領傷

原子炉事故をある程度の段階で収束させるためには.冷却能力の確保以外K原子炉を完全に停

止させることが必要である。炉の停止は.ほう素水の注入などもあるが，基本的iζは制御俸の婦

人によっているo従って.制御棒が婦人できなくなったり.或は補入された制御棒が溶融，般砕

等によって炉心下部lζ落下してしまうような場合IL:は.その機能を失う乙とになる。乙の場合で

も.ほう素等他の方法によって原子炉が停止できるのが普通であるが.乙乙では他の方法による

炉の停止に失敗したと考えて.事故時IL:~、かなる過程で制御棒領傷が起乙り得るかについて記載

する。

先づ.一度係人された制御棒の損傷挙動について考える。制御棒の挙動も原理的には燃料棒の

それと岡ーに考えられ.基本的lζは温度や圧力差等によってその挙動を整理する乙とができる。

初期の段階では.その内外圧力差によって.制御棒被覆管 (PWRの場合ステンレス鋼製)の潰

れ，膨れ・破裂が生じる。乙の温度は.燃料棒被覆管の場合と伺じ. 1000 't;以下でおる o しか

し.潰れや般裂が生じてもそれだけでは直ちに制御棒としての機能を失うことにはならない。現

在商業用 PWRの制御棒は.ステンレス鋼被覆Ag-In-Cd 合金制御体からなっており.詳細な

データは存在しないが乙の混合物の融点は-700 't;程度と見積られる (Cdのみの融点は 321.C)。

従って 1000.Cのような高温になると蒸気圧も高くなり.敏裂口を通して毒物質の流出は避けら

れない。また.ステンレス鋼と制御体の両立性Ic:.関して.溶融Cdによる溶融金属脆化 Oiquid-

metal embritlement)の可能性が指摘されている。乙の脆化の程度は正!L:Cdの舷散の程度に

よるが.Cdの融点から考えて 1000.C付近では極めて拡散速度は大きいと考えられる。一度.制

御体が般損すると制御体は炉心下部lζ流れ落ちることになる。そして，再冠水した場合は再臨界

IL:到る可能性がある。

次tζ.直接制御俸自体の領傷ではないが，制御棒が炉心内IL:帰入できなくなる可能性について

考える。これは.大きなRIA等でスクラムが作動する以前Iζ燃料微粒子化によって破壊力が発

生し.これにより制御棒のガイド管が大きく変形してしまった場合等に起こり得る。乙の場合，

制御棒の婦人は不可能となる o 本問題は.水蒸気爆発による影響の 1っとして考慮すべきである

が.一般に繍人できない制御棒の近傍の燃料集合体は敏砕或は微粒子化してしまっているので.

制御棒が婦人できなくても現実には臨界が問題となる可能性は少ない。

3.3.2 圧力容器溶融貫通

ここでは正常位置にある炉心が溶融し始め.被覆管の熔融又は溶融燃料の被覆管外への流出が

生じた時刻から圧力容器熔融貫通 (Meltthrough)までを考えることとする。

燃料の熔融および溶融燃料の下方への移動を参考文献 (20)を参考にして考え，とそのシナリ

オは次のようになる。

大きな出力上昇を伴う反応度事故又は，冷却能力低下にもかかわらず炉がスクラムしない大き

なATWS時の事故においては E 燃料溶融は.中央付近の燃料集合体の中央部付近で始まり.そ

の他の事故では.中央付近の燃料集合体の上端近くで始まると考・えられる。それらの部分が最高

温度となると考えられるからである。経水炉の場合.半径方向の出力分布は比較的平坦にして哩

一32-

JAERI-M 82-039

i S ^ * D -Y © A H / * GSf*> 2700 k. |H*<2700

BSttii^oTMir«#Sif4^«:ll3. 25(a) 14. £ # . *nSi^<

. HI3.25 (b)

(U3.

(1) *p<ll

(21

- 3 3 -

]AERI-M 82-039

転されているので.溶融範囲は半径方向にある程度の拡がりを持っているであろう。そして.炉

心内冷却材の混合水位より上では多分U02とジルカロイの共品体僧体>2700 k .固体<2700

k.それぞれ.図3.24のD2・DI1:対応する)が初期溶融物として形成され.滴状.又は，組lい

流れとなって健全な燃料棒を図 3.2S(a)のように流下するものと思われる。しかし溶融物の温度

は.多分.それ程高くなく液相と囲網の中間の温度又は.液相よりわずかに高い温度であり.水

の液位より上の低温の被覆管表面で再固化するであろう。そして.図 3.25(b) ，1:示すように局所

的な流路閉塞を生ずるであろう。

更に時聞が経過すると，閉塞領域が半径方向11:.拡大し閉塞領域より下方の水の蒸発による蒸気

流は.閉塞領域の外側の健全領域へバイパスするようになる。更に溶融領域は.半径方向lζ拡が

りかつより多くの物質を溶かし込みながら 1つのまとまったプールを形成するようになるであろ

う。(図 3.26(a)参照)。このプールの成長は，ふく射による燃料棒.構造材の溶融によって更に

加速される。(図3.26(b)参照)。水が梯騰により失われてゆくにつれて.下方の健全燃料を格か

し，より低温部分で再固化し，新しい閉塞部を形成しながら，徐々に溶融プールは下方に移動し

てゆくであろう。

反応度事故のように十分に冷却材が炉心内IC存在する場合は.燃料棒の過熱による磁砕11:より

炉心下部への堆積後に冷却材流路が閉塞されると堆積般片の熱除去が不十分となり内部の般砕片

の溶融を引起す場合が考えられる。(燃料棒過熱による水蒸気爆発とそれによる一次系の彼損は

後章で述べる。)

炉心の冷却能力がより高く.燃料溶融が初期に生じない場合においても.高温のため被覆管が

脆化するので.何らかの熱衝撃又は機械的衝撃により炉心の一部が崩犠し，炉心下部11:堆積し局

所的な流路閉塞11:.より冷却能力が低下し.炉心溶融を引起す場合も考えられる。

乙れ以降のシナリオとしては.残存水の実水位がどの位置にあるか，またいつの時点てjド常用

炉心冷却系が作動し.溶融物と水との緩触が生ずるかによって.いくつかのケースが考えられる。

(1) 炉心内11:残存水がある場合

溶融プールはゆっくりと残存水11:近づき.そして残存水と接触する。線融プールが残存水11:近

づくにつれて.ふく射.熱伝導により残存水からの水の蒸発が盛んになり溶融プールの周囲の冷

却はより良くなり.溶触プールの下降速度は低下する。炉心内銭存水も飽和樹度であると考えら

れるので.溶融プールの~存水との接触はかなり紹やか弘ものであると思われる。従って.いわ

ゆる水蒸気爆発は生じないであろう。しかし.溶融プール底部の固体部分が熱衝撃により割れ.

一郎の溶触体が水中IC入り，水蒸気爆発が生ずる可能性もある。

水蒸気爆発が生じなくとも.かなり多量の蒸気が短時聞に発生する可能性がある。乙の蒸気発

生の問題は後程まとめて議論を行う。

{却炉心内11:非常用炉心冷却水が入ってきた場合

溶融プール11:急激にサプクール水が篠触する可能性がある。しかし務融プール中へ冷却水が浸

入するか又は.熱衝般による固化層の害IJ目からの溶融物の一部が水中IC浸入する程度と考えられ.

水蒸気場発が生ずる可能性も考えられるが一般的11:は.急激な蒸気発生の司能性と.脆化した健

全備料の熱衝掌による般砕とそれに伴う炉心全体の閉塞及び閉塞による溶融プールの拡大の司能

性の方が大きいと恩われる。

-33-

JAERI-M 82-039

(3)

(113. 27 )

fi) T^<C>£#«&&*J§flfrWK8Iil:xI*'5«£. (El 3. 28

iii) T^'fc£ftfc&$&tf*©S8«Jtft£i§f laicL. 0 V-fm

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i) O i f ^ t i . ^^tti'JpggsifflPBKcii^O. 2mOt#

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30MPJ

S T .

- 3 4 -

)AER J -M 82-039

(31 炉心内IC水が存在しない場合

溶融プールは更に下降を続け.下部炉心支持構造物lζ到る。この場合次の三つの可能性がある。

i )炉心帽を突依するように横向きに移動し，炉容器胴部下端付近を溶融貫通する場合.

(図 3.27)

;j)下部炉心支持構造物を局所的Iζ溶融貫通する湯合. (図 3.28)

jjj)下部炉心支持構造物及びその支持構造体を高温にし.クリーフ。変形により下部プレナム

へ下部炉心板とともに徐々に落下する場合. (図3目 29)

乙の各場合について考えてみると. j)の場合は.炉心槽と炉容器との聞には約 0.2mのすき

聞があり.圧力容器溶融貫通の生ずる可能性は(晶、ものと思われる。 ii). jjDの場合は.下部炉

心支持構造物上に固化層.その上IC溶融プ}ルが形成されると考えると.溶融物からの熱は固化

層を通り比較的均ーに下部炉心支持締造物を加熱し.局所的に溶融貫通する可能性は低い。しか

し.非常用炉心冷却系が作動し.冷却水が下部炉心支持構造物付近の構造物iζ接触し，熱衝撃に

よる固化層に割れ目がλり，熔融物が下部炉心支持構造物IC触れるかして何らかの理由で下部炉

心支持構造物が不均一に加熱され.局所的溶融貫通する可能性もある。

乙のように.下部プレナムへは.溶融物は jj) のように局所的溶融貫通により落下するかある

いは. jjj)のようにほぼ全量がゆっくり降下するものと考えられ.又.下部プレナムの状態とし

ては残存水がある場合.ない場合および非常用炉心冷却系が作動した場合が考えられる。伝熱形

態は水蒸気爆発を起す場合および比較的隠かな水蒸気発生をする場合が考えられる。しかし.い

ずれにしても.水と接蝕した場合.蓄積されていたエネルギは比較的短時間IC放出されるので.

蒸気発生盆はかなり多いものと考えられる。乙れらの現象は.接融物の移動のし易さと冷却挙動

とに依存している。

下部プレナムへ落下した溶融物は.下部プレナムICサプクール水がある場合.水蒸気爆発が生

ずる可能性もあるが一般には.その冷却挙動は偲やかなものと思われる。残存水.非常用炉心冷

却系の水が存在すれば.溶融物から発生する熱及び蓄積熱エネ Jレギーの一部分は水の蒸発IC費さ

れるが.続りは.圧力容器下回を加熱するのに使われる。圧力容器の温度上昇ICより強度が低下

し.圧力容器の般壊に至1)る。般壊のモードとしては.ある有限の部分が脱落するようにとれ.溶

融物が短時聞にかたまりとなって落下するか.又は.局所的な割目から溶融物が流出することが

考えられる。後者の湯合.一次系の圧力によって.内圧により押出されるように流出する場合と.

重力によりゆ勺くりと流出する絹合とが考えられる。(図 3.30参照)

各段階での溶融物の移動のし易さは.溶融物の温度分布.その形状によって大きく変化するも

のと思われる。前者は粘性等の物性IC関係し.後者は流体力学的効果lζ関係するからである。乙

の温度分布は.冷却挙動と密綾な関係を持っている。

蒸気発生の問題を考えることにする。ほとんど断熱状態にあった炉心部分は数10分間倒壊熱を

諸積エネルギーとしてその炉心郎分及び周辺の構造体に貯えている。そ乙でこの祷積エネ Jレギー

を有する物体が水と接触すると短時間(数分のオーダ)にその諸積エネルギーを水IC与える。そ

して多量の蒸気発生が生ずる。

さて，乙の稼気の一次系からの放出又は凝縮を考えることにする。蒸気発生器iζは.水素ガス.

館分製生成物としての気体等の41;~縮性ガスが充満しており.二次系への除熱は考えにくい。考

-34-

JAERI-M 82-039

175kg/cm2g

- K

- 3 5 -

JAER 1 -M 82-039

えられるものは，加圧器から手動又は電動操作逃し弁を通り系外i己放出するか.又は.安全弁を

通り放出するかど 3らかであるが.逃し弁は. TM 1で2Y2インチ径のもの l個，安全弁は 2Y2

インチ径のもの 2個であり1'f5kg /an2 gで安全弁が動作すれば蒸気の放出は可能であろう。し

かし.この安全弁が作動する可能性，弁IC異物が入り流路をふ喜ぐ可能性を考えると.場合によ

っては.一次系の圧力は急上昇する可能性がある。なお.水蒸気爆発については，後章で詳述す

るので.ζ こでは検討しない。

圧力容器溶融貫通についてのMARCH による計算例は前の節で紹介されているが.定量的評

価を行うためには現象そのものの把握が必要である。

溶融物の成長を考えると.発熱量の把握.自然対流・ふく射・熱伝導による熱移動.溶融物の

移動による熱移動，溶融物の成長による周辺燃料の破砕.移動溶融物又は破砕片による流路閉塞.

閉塞による冷却状態の変化とその熱移動に与える影響.非常用炉心冷却水との接触による熱的，

機械的影響を総合的に考えねばならない。発熱量の評価としては.全桜種の崩場熱を考える必要

はなく.溶融物から気体核種がある程度分離すると考えられる。 ζの場合.溶融物の成長は多少

抑えられるであろうo しかし，例えば熱移動についての定量的把握がなされない限り.成長IC与

える影響を評価できない。

分離主れた紘種は圧力容器，一次冷却系又は格納容器へ蓄積し.その崩壊熱は.柵造物を加熱

することとなる。

各種の事故のモードと組合せた上記の各項目の定量的評価を与えることはかなり困難であろう。

それ故.現実的には.槍融物の移動(又は成長)ならびに事故進行間止のための非常用炉心冷却

水による溶融物の冷却の挙動の解明を行うことが重要である。又.溶融物が圧力容器を貫通する

際の状況を知ることは，次の段階(すなわち，キャビティー内の水との反応.コンクリー卜との

反応)を評価する上で必要であるので.調べる必要がある。

次』ζ溶融IC主Ijらない脆化燃料のことを考えると.非常用炉心冷却水との接触によりどの程度の

破砕が生じ.その般砕片の形状はどのようになっているかを.冷却水による脆化燃料の冷却との

関係としてとらえ.どのように冷却水を注入するのが好ましL、か調べる必要がある。

破砕片の堆積物について考えると.流路閉塞効果と.堆積物自身の冷却不足による溶融の問題

が重要である。

非常用炉心冷却水又は筏存水と熔融物.堆積物.燃料との接触時の水蒸気発生も.冷却効果が

大であり.短時間IC冷却される程.水蒸気として蓄積熱エネルギーが短時間に放出され.多鼠の

蒸気を発生させる。そして一次系内圧上昇を起し.ー次系の般纏を引起す可他性があり.冷却と

いう事故進行間止因子が迎作用を生じさせることも考えられるので，事故による損傷範聞を圧力

容器内にとどめることが可能か否かを調べるためには，非常用炉心冷却水による冷却挙動の解明

は非常に重要である ζとがわかる。水力学的には複雑であるが.熱的ICは.再冠水現象のように

ライデンフロスト温度以上での冷却‘クエンチ.クエンチ後の冷却過程を含んでおり再冠水現象

IC関する知見も利用できるであろう。ただし.温度範聞が2800k -373 kと広い点が遺ヮている。

これらの点を考えると.圧力容器溶融貫通の問題としては.次の事柄を調べる必要があること

がわかる。

1)熔融物の冷却帯動

-35-

JAERI-M 82-039

2)

3)

4)

5)

3.3.3 .'i

S

'J -

111 ^ y ^ y - h o

mm -wsm -

a 31 (4. 7^(K»fLOCAi)#(C*;y--5S**©='y^ 'J - h^6H§OfiS^Jb^ MARCH

1113.

MARCH

FeO

- 3 6 -

JAERI -M 62-039

2)溶融物の移動挙動

3) 溶融物による圧力容器の破纏挙動

4)脆化燃料の熱衝撃による破損と冷却挙動との関係ならびに彼損ICより炉心下部に堆積した

燃料破片の冷却又は溶融挙動

5)冷却に伴い発生する蒸気による一次系内圧上昇等のシステム全体への影響

更に圧力容器溶融貫通を防ぐためには，どのようにシステムを持作するか，特IC非常用炉心冷

却系を作動すると有害な場合があるのかを調べる必要がある。そして.起きている事故状況を知

るための遁隔監視システムと組合せた事故時安全系の作動規準を知る必要がある。もし有効な防

護方法のない場合には.圧力容器溶融貫通までの経過時間を詳しく推定しなければならなL、3.3.3 体とコンクリートの相互作用

SCD事故では，炉心の落下.圧力容器の貫通.融体ーコンクリート相互作用などの事故状況

によって格納容器の健全性が脅かされる。したがって.格納容器の圧力上昇.コンクリート分解

ガスの生成.コンクリートエアロソツνと放射性物質の挙動を融体コンクリー卜の相互作用を基に

してその挙動を犯揮することが重要となる。このような規俣の事故では.水蒸気による絡納寄器

の過圧に加えて非凝縮性ガスの圧力上昇によって放射性物質の漏洩が大となる。

¥11 コンクリートの浸食と発生ガス

炉心の冷却機能が喪失した場合ICは，燃料一彼覆材一鋼材の混合融体が縫まりとなって鋼材を

浸食し，遂には圧力容器を貫通する。容器を貫通した融体は原子炉キャピテイに落下し.水と接

触して急激な沸鵬あるいは水蒸気爆発をおこす。乙の場合.融体はクエンチされ.温度は一時的

IC下るが.*の蒸発が終了すると再び上昇する。融体は.その容積と保有熱IC応じてコンクリー

トペデスタルと反応し.コンクリートを侵食しi続ける。コンクリー卜の熱伝導は小さく.融体中

のFPのwl場熱は大きいので融体の冷却は遅い。炉心が 1時間以内に圧力容器を貫通したと考え

た場合には.融体の発熱量はFPの崩嬢および輝発性FPの放出を考れば炉出力の約 1%程度と

なる。図3.31は.大仮断LOCA時における融体のコンクリート侵食時の温度変化を MARCH

コードICより計算したものである。

図 3.32 IC融{本と反応、しているコンクリートの境界面の機子を示す。融体の密度は大きいので.

溶解したコンクリートスラグは上昇し.融体は下部Iζ向って進む。高温の融体はコンクリートを

分解し.C02' COのような非凝縮性ガスと大量のエアロゾルを発生させる。また. H2やCH4

のような可燃性ガスを放出し.般素があれば炎をあげて燃える。融{本とコンクリートの接触而で

は.分解ガス相と融体ーコンクリートの共晶体(固相と液相の混合相)ができる o 共晶体の温度

は約 1700.Cであり，これはU02-SiO:系の共品点lζ近 ~\o 融体のコンクリート侵食は.融体温

度がこの兆品点以下になるまで続く。

MARCHの計算毛デルで・は.コンクリー十と反応した融体は酸化物相と金属相に分かれると

仮定している(図3.31拳照}。酸化物相にはZr02'Fe O2のような各種の織化物ICU02が混合

して指摘するため.その宿度はFe.Zr. Cr等を含む金属相より大きくなる。したがって.コン

クリート底部の偏食而では融体の組成は酸化物相であると考えられる。

触体のヨンクリ』ト IC対する侵食i!度は以下の因子で支配されている。

-36-

JAERI-M 82-039

(V) a

V)

VD 3 v o ') -

E L . It&fflmiiSii. BWR (HOOMWe ) O LOCATfECCS fc . = y ^ 'J — b

3. 34lc^tJ:-5lc, Sandia SfSSefoUKtrii 200 w/cm2

cra/hr ©^fiiliffi. 100 w/cm2 Ti^ 30 cm/hr O f i ^ ^ T ^ ^ ' i hffiaf^ffllcfc^-T. ^ y ^ y - Hi&#ft¥LTCO2. CO. H2

H3. 5ffl*fflili. &Sffi0£ ;fr*A*£t>5KSffl3; '?y-h (Limestone Concrete) . CO2.

-t- (Basalt Concrete )

. COti. 3

. Fe

22)

o -&©+ffl(ii*X*-eigSl©ab.5 . 3000°K

(2) a v^ 'J - H 7 D

-si 'J-H7P

i 1700 °C jy±-CilffltlC^S<«5o r^ ic

r a

1000-2000kg ICfcttSo - # .

- 37 -

JAERJ圃 M 82・039

i) FPの崩犠熱による発熱

ii )落下融体の容積と熱容量(融体の組成で変る)

iiD融体ーコンクリート相互作用にもとず〈融解熱および反応熱(吸熱反応)

iv) コンクリートへの栢射.伝熱

V) 分解ガスによる放熱

vD コンクリー卜中の水分の蒸発

図 3.331ζMARCHで計算した大破断LOCA時のコンクリートの侵食距離を時聞に対して示

す。但し.計算の前提は. B W R (1100 MWe )の LOCAでECCSおよび絡納容器スプレイ

は不作動であると仮定している。融f本によるコンクリートの侵食速度は.融{本からコンクリート

IC与える熱流速に比例しているo 図 3.34 IC示すように.Sandia研究所の実験では 200w Icrn2

の熱臓で約 70crn/hrの侵食速度. 100 w Icrn2で約 30cm/hrの値を得ているで

融体ーコンクリート相互作用において.コンクリー卜は熱分解してCO2・CO.H2と大量の水

蒸気を発生する。コンクリートの分解により発生するガスの重量変化はすでに図 3.51ζ示した。

図 3.5の中の値は.炭俊趨の含有量が多い石灰系のコンクリート (Limest∞eC∞crete) を対

象にして得たものであり.CO2 ・COの発生量は極めて多Po石灰系のコンクリートではCO2等

の発生ガスが格納容器内の圧力上昇の原因となるので.段近では各国とも炭駿塩の少ない珪俊系

のコンクリート (BasaltC 叩 crete)を使用する傾向にある。

司燃性ガスである H2 • COは.コンクリートの侵食時にかなりの量が燃えてしまうと考えられ

るが.格納容器内IC蓄積しで爆発する危倶もある。水素ガスは融体中のZr.Fe等の金属が水蒸

気で酸化されることにより.一酸化炭素カヌはCO2ガスがFe等の金属で還元されることにより

発生する。したがって，可燃性ガスの発生量は融体中の金属量と温度で支配されている。

炉心融体は.潜在的ICコンクリートベース 7 ッ卜を貫通させる可能性をもつので.米国におい22)

てはコアーキャッチャーの研究が行なわれている。その材料は鉄工業で実績のある陶O の使

用を考えている。継体と MgOの相互作用の実験から.その共品点は 21130K であり. 30000K

でMguは分解することが判っている。

(2) コンクリートエアロソツレの発生とその挙動

炉心触体のコンクリート侵食時には.コンタリートエアロゾ仰の発生と共に融体から放射性物

質を欣出するが.大部分の放射性物質はコンクリートから発生したエアロゾルを担体として挙動

するものと考えられる。炉心融体がコンクリ}トを浸食する過程で発生するコンクリートエアロ

ゾ胞の生成迎度は，融体θ温度変1tlc対して編めて敏感である。特lζ.エアロゾルの発生速度は.

融体とコンクリートの共品温度があ必 1700'c以上で急激に大きくなる o 下表ICコンクリートエ

アロゾルの発生遮度を温度の開放として示した?

炉心融体が2500"cで圧力容器を貫通し.コンクリートエアロゾルが発生すると仮定した局合.

その発生績は 1000-2000 kg にもなる。ー方.放射性物質も融f本の温度IC応じてコンクリート

エアロゾJレと共IC気相IC放出される。 FP放出の詳細については第 4r:i:IC譲るが.融体がコン

クリートを侵食する条件下では放射性物質はコン 0リートエアロゾルを但体として挙動するもの

と考えられる。ガス状又はエアロゾJν状の放射性物質がコンクリートエアロゾ仰に凝集付着して

挙動するか否かは.エアロゾ仰の自然除去現象と関連して沼襲であるが未だその情報はなL、。特

-37 -

JAERI-M 82-039

a y 9 i)-hx-ra

Melt Temperature

(K)

1750

2000

2250

2500

2750

Aerosol Release Rate (kg/m2- s )

1.98 x io"S

2.77 x 10"'

1.76 x 1O"S

7.84 x i o " 3

2.7 x in" 2

? y -

v5 x r • •/^Sffiffl«gJiS* * r

3.4

'J - h

•5A>.

KSandia

- 3 8 -

JAER 1 -M 82-039

炉心融体温度とコンクリー卜エアロゾルの発生述度

Melt Aerosol Temperature Re lease Rate

(K) (kg/m2-s)

1750 1.98 x 10 -s

2000 2. 77 X 10-4

2250 1.76 x 10 -3

2500 7.84 x 10 -3

2750 2.7 x 10 -2

iζ ヨウ索がコンクリートエアロゾルを担体として挙動するか否かは.環境評価を行なう上で重

要な課題となっている。もし，大部のヨウ素ガスがコンクリートエア口、ノツνlζ駿着.凝集し共iζ

沈降するとすれば.環境への放射能の漏洩はかなり軽減されるであろう。

コンクリートエアロゾルは.沈降による減衰の他lr:.水蒸気雰囲気中では水分を吸収して密度

を憎し.きわめて沈降容れやすい状態になるものと考えられる。図 3.35に絡納容器内に浮遊して

いるエアロソソレ濃度の減衰過程をエアロゾルの平均粒子径と水蒸気の有無について試算した結呆

を示す~)羽中. NCの記号は水蒸気が無い場合であり .Cの記号は水蒸気が存在する場合であ

る。当然であるがエアロゾルの平均絞子径が大きいほど，また水蒸気の雰囲気ほどエアロソツν濃

度の減去は速い。

3.4 研究の現状と主な成果

本11-で取倣ってきた事象tζ関する研究は.これまでにも述べてきたように必ずしも SCDだけ

を対象としていない分野.例えば燃料の彼損に関連する研究，あるいはひと度SCDが発生し溶

融した燃料が圧力容器を溶融貫通した後の融体とヨンクリー卜との反応等に関しては比較的研究

がなされてきた。これに対し .Ii!l砕あるいはt容融した燃料の圧力容器内における冷却性.炉心下

部構造物及び圧力容器そのものの熱的あるいは機械的破恨等IC:関する研究は水蒸気爆発を除いて

ほとんどなされていない。

まず.燃料損傷の分野では.彼覆管の般化.脆化.彼裂並びにU02ージルカロイ反応.液化燃

料形成を含めた燃料の溶融等Ir:関しては米国.西独.日本を中心iζ比較的実験データも多く.結

果IC.閲する解釈もほぼ統一されている。しかし.被覆管Iq渇する実験は LOCAを対象としてき

たので温度範聞も高々 1500'cまでであり. より高温の.あるいは水蒸気の供給が十分でない条

件下での実験はあまり行われていない。また.ほぼ完全lζ脆化した燃料棟がどのように崩れ落ち

るか.その原岡は何によるかと言ったような乙とは未だ解明されていない。

このような燃料怖の殴侃及び移動挙動については. P BFで計画している32本ないし 264本の

線料帰による納料閥均圏実験ωのような炉内総合実験による屍象の定性的犯娠のための研究ならび

にSandia研究所で仔っているような大規犠な炉外U02溶融実験による溶融U02の移動挙動の研

究等.計画段階又は.開始段!椅にあり.ほとんど思考実験による毛デリングしかなされていない

状況にある。今後.これらの実験ならびに少数本の燃料による炉内実験により燃料の移動挙動.

itfil感動等を定性的.定量的に調べて行かねばならない。

脆化燃料の冷却11. 一方で納棺i蝦?容による敏仰の進行を引起すので.冷却挙動.殴m挙動を j~

-38-

JAERI-M 82-039

tt.

Greene

fc. Dhirl?25)li.

. 1700 ~ 2800

FP

en

. TRAC 3 -

(kfk)

Sandia tfli INTER - K

10g frh 1200 kg ©UO2, ZrO2

y -

a a ttHa-K

BCL

1KB

£ <£ S£ «

MARCH ( B O I L ) ^ . t i L (1)

13)

- 3 9 -

]AERI-M 82-039

，c;考慮した実験が必要である。

溶融燃料の移動と水による冷却とは.冷却挙動が燃料の形状と密接に関係していることを考え

ると.個別の実験の他Ic::，できるだけ大規換な装置でのU02 による実験が必要であろう。乙れ

は.溶融物の移動現象が溶融物の温度分布に強く依存していると考えられるからであり.小規換

のものでは，溶融物表面の冷却は内部の固化を31起し，移動挙動を定性的に変化させてしまうと

考えられる。

倒犠した燃料が炉心下部支持構造物等に堆積した場合の堆積物と水との接触時の冷却挙動につ

いては.圧力容器貫通後の堆積物が水，c;落下した場合の蒸気発生の研究が一部利用できょう。

Greene等叫は・電気的lζ加熱した多数の細片を水中に投入し・その蒸気発生量の視11定を行って

いる。また.Dhir等25)は・鉄や鉛を用いて高温粒子と水との按触時の伝熱挙動を調べている。

さらに溶融物.地積物の冷却については.再冠水過程の冷却挙動の研究の成果もある程度利用出

来るであろうが水力学的効果.温度範囲が異なるので.更にそれらの成果を拡張する必要があろ

う。根本的には劇場熱による発熱をも犠擬し般砕又は溶融燃料の堆積物の冷却.下部支持構造物.

圧力容器の般銅11:関する実験が是非とも必要である。

発生した蒸気が逃し弁.安全弁を通り格納容器へ放出される際の状況は. TRACコードを用

いて.DeMuth等叫によって解析されているので.問機な手法により・各種の場合についての動

的挙動の解析が司能と恩われる。

燃料融体とコンクリー卜の相互作用11:関する研究は米国 (Sandia)および西独 (kfk )で精力

的l己実施しているo 研究の目的は.融体のコノクリート侵食時の伝錨挙動.融体の残留熱の推算，

コンクリート分解ガスの放出と燃焼.コンクリートの崩綾などである。一方，計算コードの開発

も実験と平行して実砲しており， Sandiaでは INTERあるL、はさらに詳細な解析コード

CORCONを閲発している。

融休ーコンクリート相互作用の実験は.lOgから 1200kgのU02，Zr02および鋼材を融体化

し. 1700 -2800 .Cに加熱してコンクリートと反応させている。コンクリートと反応して発生す

る分解ガス.およびエアロゾルの震に関しでかなり詳細な情報を提供している。しかし.実際'1:

FPを含んだコンクリートエアロゾルの研究は未だなされていない。

研究の現状と主な成果についての概要を表にして示す。

炉心服lt費・融体挙動'1:閲する研究の現状

項目内 g 研究機関主な成却ミ参考文献

uヨ四 F

が心銅傷挙動解比絞的lIt純なモデル11:よ BCL MARCH (BOIL)が主とし (1)

ffi:l -ドる炉心!員傷挙動解肝コーて確率論的リスク評価の分野

ドの開発と利用で広く利用されているa

メカ ιスティ.~タな.t;デ IKE MELSIMを開発し.Hagen 13)

ルの開発による燃料侃傷実験と照合し

ている。

-39-

JAERI-M 82-039

rg B *ti 13

- K

—

mtmtMk*****

INEL

Sandia

Sandia

mm. MAPI,

&WfflF. ORNL,

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NEL-PBFS8a*

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CORCON-MODI«BSf|

S * i $ i T t ' 4 . 1400-1900

* • X K 'J V / , 7 t - 5 >

(11(4)

(51

(81

(81(111

(8103)

(71(9)18)

67)68)69)

(10)116)

00)60)

- 4 0 -

項目

JAERI-M 82-039

内~、

世研究期間

メカニスティックなモデ'IINEL

ノレ.とくに，燃料縛のふ

くれ.敏砕，溶融による

形状変化並び11:冷却可能

性の喪失過程の様慢を目

的としている。

融体ーコンクリ|小規換実験のデータを基 ISandia

E 卜反応解析コ|礎とした比較的単純なモ

ード |デルによる解析コードの

開発と利用

より詳細なモテツレの開発 ISandia

信科a・

主な成果参考文献

SCDAPを開発中

INTERが開発されMARCHI 11)(4)

ω一部として利用されている

CORCON-MODlを開発 151

.11'<<0)膨れ破|破裂温度と圧力，歪量の 1原研， MAPI， I LOCA研究11:関連して 1400 I 181

裂 |関係などを調べる。 I金材研， ORNL.I 'cまでの敏裂温度と圧力，歪

KfKなど

ジルカロイー水|反応適度などを調べる。|向上

蒸気反応による

酸化

量の関係などのデータ.よほと

んど埋め尽されており.詳細

な各因子の影響についてもか

なり分ってきているo

約 1400'cまでの反応速度定 I{81Ull

数が求っている。 1400-1900

℃までもデータは少ないが分

っている。

被慣管の脆化 |酸化量と脆化の関係を求|原研， ANL等 l殴!化温度と時間を関数として I(81日

める。 I~疾温度条件下でも脆化の評

価が可能となった。

燃料繍の敏伸

堆積物の冷却性を調べる原研が最も生じ易いことが実験的包7)(;l8)白日)

11:究明されつつある。

燃料向車倣 l溶融の形鯵と温度の測係.原研 UO.-;; )1/…闘によ 1(1蜘)

各種パラメータの影'を KfK る溶融も含め，温度を関数と

調べる。した溶融形勝11:関する知見が

得られる。

務制問1'，[被僧俗料の脚7i1'~ I KfK山 …リングフオ ~" I ¥1酬

変形調べ.流路閉Jl.水蒸気 INEL-PBF実験グ溶融洛下等の変形形絡があ

t園発(/)，平価11:役立てる。〈計画中} ることの解明.及びそれらが

生じる温度雰囲気等の条件が

-40司

JAERI-M 82-039

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UO2 ~ i? Jbjj D -f ^Jj^*?*

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INEL (PBF)

California Univ

BNL

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(23)

(25)

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-41 -

]AERI-M 82-039

項内研究機関果-

成一

ι一あ

な一つ一つ一れ

主一さ明解

書S考文献目 -廿

ジ，レカロイース|反応形懲，反応速度及び|ほとんどなし |共晶反応によって低融点合金| 仰)

ベーサ反応 I UO.ージルカロイ反応やが形成される乙とが分ってい

る。ジルカロイー水蒸気反応

に及ぼす影嘗を調べる。

制御俸の欄 ICd-Ag--In制御栂の溶|ほ山なし |ほ山なし

融挙動と溶融Cd11:.よる

ステンレス鋼被寝の脆化

挙動を調べて，制御俸の

損傷挙動を明らかにする。

(10)

包3)炉内総合実験 |主としてECCSが作動 IINEL (PBF) I計画中

しない状線でのLOCA

条件を検侵した燃料挙動

実験

(冷却挙動も同時にベる J

堆積物の冷却

圧力容器内での|鉄や鉛を用いて高温粒子|臼Iifornia Univ胤伝透相関式の開発 |凶

堆積物の冷却 |と水との銭触時の伝熱挙

動。

電気加熱した細片を水中 IBNL

IC投入した時の蒸気発生

量。

大規模炉外UO.実験 (-ISandia

5 kg)により.UO.の伶

却，移動挙動の実験と解

析

燃料倒纏総合実 I32本又は 264本発熱縛 IINEL

験 l によるパンドルの PBFI(PBF)

内照射

(t燃料挙動も同時に調べ

る)

システム内冷却 ITRAC による一次系内 ILANL

挙動の解析 |蒸気の梼納容器への放出

挙動の解析

実験中位4

ドライアウト熱流東のモデ什 (10)

化

計画段階伝説

一次系圧力が上昇し安全弁が It!6)

閲合一次系蒸気が加圧器渇

しタンク Ic人りタンクが圧力

上昇してラプチャーディスク

が般れると.格納容穏圧t窃の

信号11:.より高圧桟水系が作動

-41 -

JAERI-M 82-039

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JAERトM82-039

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僧体ーコンクリ|融体ーコンクリート相互 ISandia

ート相互作用の|作用におよぼす水の効果

水分の影響

コンクリートの l融体ーコンクリー卜栂互 ISandia

種傾の効果 j司におけるコンクリート

の影響

主な成果

し，ある場合1[は炉心が冷却

される ζと等を示した。

融休ーコンクリート相互作用 I(311t32)(21

の実験を畠IZ:して目融体のコ

ンクリート侵食のメカニズム

を解析した。

融体の磁度，幅射，熱流東等 It331s51'361

の侵食挙動lζ与えるl形牌を解

明。

水と融体ーコンクリートの相|包41

互作用，分解ガスの発生，水

蒸気爆発等

コンクリー卜の醐はる侵， (37)

食挙動を解析しコード化した。

コリウムーコ|コリウムとコンクリー卜 IKRAFT WERKコリウムとコンクリートの化 I(3国

ンクリート相互|の反応 I UN10N 学反応，分解ガスについて解

作用実験析

融体ーコンクリ|炉心融体とコンクリー卜 IKfK

-ト相互作用の l栂互作用について解析を

モデリング行っている。

仮怨事故におけるリトスル It391 -時の挙動を明らかにし.そ

の評価を行って、る o

i容融事故時のコンクリー IKRAFTWERK I融体の酸化と水素の発生につ I(10)

卜の反応 I UNION (GE ) I ~、て解明している。

改良型略納容器|改良型格納容器の炉心損 I'Sandia

における融体一|傷事放をとりあっかい，

コンクリート相 l融体ーコンクリート相互

互作用の検討 |作用について検討

融体コンクリー|融体コンクリー卜栂互作 ISandia

卜反応の実験 |用の実験をまとめ，それ

らの結果を用いて大規検

事政時の侵食挙動を推定

している。

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融体コンクリート相互作用 IQ21

に関する評価

融体コンクリート反応の実 I(2!1

験デ-'7を瞥毘し実験式を

導出している。

融体ーコンクリート反応全般 I(411

についてのサーベ f

-42-

JAERI-M 82-039

3.5 0F3S?—v

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- 4 3 -

JAERI-M 82-039

3.5 研究テーマ

(A) 優先度が高いもの

1 )広範囲なU02ージルカロイ反応挙動とその脆化あるいは溶融物形成l乙及ぼす影響

U02ージルカロイ反応によって生じる各種反応相の成長速度を燃料燃焼度.外面酸化量，吸収

水素量などをパラメータとして広範囲に亘って精度良く求め.これらの反応相の形成と脆化の

関係及び溶融相の成長に及ぼす影響について実験的な知見を得る o

2)脆化燃料の冷却挙動と水力振動.熱衝撃による彼損iζ関する実験的研究

脆化した燃料の場合.事故の拡大を抑えるために冷却を行うと.水力的な振動あるいは熱衝

撃により破損を拡大する恐れがあり.冷却と破損との関係を知る乙とが事故の進展を抑えるた

めに必要である。

3)溶融による燃料般損挙動と破損後の燃料の移動11:関する実験的研究

燃料の溶融による炉心の閉塞，周囲の燃料の彼損，溶融プールの形成とその拡大，下方への

移動等の現象を実験的に把握するための研究，燃料の温度分布を模擬するためには.大規模な

炉外実験と小規模炉内実験の併用が望ましい。

4)堆積物生成過程の実験的解明

脆化した燃料がどのように炉心下部へ堆積し.又，その内部でとのように溶融が生ずるかを

実験的11:把鐙するための研究，大規模炉外実験が望ましい。

5)堆積物，溶融物体の冷却挙動，並びに乙れらによる炉心支持構造物.圧力容器底部の溶融

等による破慣に関する実験的研究

炉心下部又は.下部プレナムへ堆積した般損燃料片の堆積物又は溶融物の冷却は.事故の拡

大を防ぐために重要である。又.冷却が不十分な場合は.溶融等による破損11:要する時間と冷

却方法との関係の把鋸は.事故対策上重要なことである。

6)上記の過程における急激な蒸気の発生又は蒸気爆発による一次系の異常な圧力上昇の過程

とその影響の実験的評価

事故時11:燃料及び周辺の構造物に蓄積した熱エネルギーは.堆積物，溶融物の水との接触時

に短時間11:放出され，多量の蒸気が発生する。乙の蒸気による一次系内圧上昇は一次系の般損

対策上重要な問題である。特に蒸気の発生速度，言L、かえれば熱伝達畳の評価は重要な課題で

ある。 5)とともに大規模炉外実験も必要である。

7) 炉心損傷挙動解析コードの開発

SCDシーケンス解析に適用するために.起因事象の発生から事故の終局までを一貫して解

析できる総合コードの開発が必要である。現在.利用可能なMARι日コードは炉心領傷の進

展過程における燃料要素の変形・彼砕・ i容融等の挙動およびその挙動l乙依存する冷却挙動の変

化に関するモデルが不十分である。新しく米国で開発中の SCDAPコードでは前述の現象の

多くが考慮されているが，まだ実験的11:検証されていない。又.RIA.ATWS等の事故条

件下における水中での燃料破損の影響を考慮する乙とも要求される。今後は.個別効果実験，

総合効果実験の成果を取り入れて信頼性の高いコードを開発していく必要ーがある。また今後の

実験計画の検討のために感度解析を行えるコードも必要となる。

-43-

JAERI-M 82-039

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- 4 4 -

jAER 1 -M 82-039

8) コンクリートー FPエアロゾルの放出挙動IC関する実験的研究

ガス状およびエアロゾル状放射性物質がコンクリートエアロゾルに凝集付着して挙動するか

否かはエアロソツレの自然除去現象と関連して重要であるが.その情報はない。特にヨウ素はコ

ンクリートエアロゾルIC付着して挙動する可能性がある。乙のような場合，ヨワ素はエアロゾ

Jレと共IC沈降し.原境への放射能漏洩はかなり軽減されると考えられる。放射性物質のコンク

リートエアロソツレへの付着現象を実験的IC求め.その挙動を数式化して計算コードに反映させ

る努力が必要である。

(8)優先度がや、低いもの

1)炉心損傷事故IC関す 3総合炉内実験

炉心損傷事故全体の現象を把握するためには，正常な炉心からの炉心崩境がいかに生ずるか

実燃料を用いて調べる必要がある。少なくとも 1バンドル規模以上のものが望ましい。

2)被覆管とグリッドスベーサやグリッドプレートとの反応による低融点合金の形成IC:関する

実験的研究

彼覆管とグリッド材との化学反応IC関する基礎的知見を得るとともに.反応によて形成され

た低融点合金がその後のジルカロイー水蒸気反応. U02- ジルカロイ反応あるいは脆化などに

及ぼす影響を実験的IC:明らかにする。

3) 制御俸のt員傷挙動

制御棒の損傷がSCD上どの程度重要であるかω解析と並行して，ほとんど研究の行われて

いない制御棒の国傷挙動を実験的に解明する。実験は主として制御機の溶融敏f員とステンレス

鋼被寝管の液体カドミウム脆化彼績に着目する。

4) システム内の熱移動，自然循環冷却に関する研究

事故の進展を抑えるため.又.定量的な事故拡大の評価のため.炉心又は圧力容器内だけで

なく.システム全体での熱の移動.対流の評価を行う乙とは重要である。しかし，乙れらの評

価のためには. AI己示した実験のデータの蓄積が必要である。

5)溶融物体.堆積物等の物性の但握

溶融物体或は堆積物の熱的.物理的性質をその組成をパラメータとして求める。重要な物性

としては.熱f云導.比熱，密度.粘性，表面張力(溶融物の場合)などで温度の関数として知

る必要がある。

6) 原子炉圧力容器の溶融貫通以外による彼損に関する研究(例えば衝撃荷重). また.その

際IC圧力容器外I己放散される燃料の挙動

水蒸気爆発.一次系内圧上昇.非常用炉心冷却系の水の注入による高温圧力容器の熱衝撃等

現在評価の確立していない般煩モードの検討ならびに彼絹モードの違いによる燃料の放出挙動

の遭いを調べるための研究。

7)融{本ーコンクリート反応に関する研究

融体ーコンクリート相互作用の研究はSandia研究所を中心として多岐にわたった研究が実

絡されている。したがって.かなりの部分は分ってきているが.格納容~内の FP エアロソツレ

の挙動を解明するためには融体ーコンクリート相E作用の研究はさけて通ることはできない。

特にコンクリートから発生するエアロゾルの生成速度IC関する情報が不足している。

-44 -

JAERI-M 82-039

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-45 -

JAERI-M B2-u39

8)炉心領傷過程における諸事象把鎧のための検出器.計担IJシステム及び炉心損傷防止並び11:

仰制装置の開発

事故の拡大を抑えるためには.各段階での圧力容器内での状況を正しく把優し目それぞれの

状況に適した対策を進めねばならない。本開発研究はこの線に沿った研究であるが. A 11:示し

た研究により.ある程度現象の解明が進んでから行うのが有効で‘あると思われる。

(Cl A. Bより緊急度が低いもの

1)現在データの不足している条件下(高温，低蒸気流量)における燃料及ひ'ジルカロイと水

蒸気との反応

U02及びジルカロイの酸化挙動を広範囲に亘って求めるもので.高温側 (1500'c以上)特

11:液体の反応定数を明らかにすると共11:.水蒸気供給不足条件下での酸化挙動を実験的11:解明

する。更に.被覆管中の酸素濃度分布も含めて解析できるようなコードの開発を行う。

-45-

JAERI-M 82-039

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JAERI-M 82-039

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-48-

JAERI-M 82-039

Fuel Behavior During a SCD Accident Initiated by Large Pipe Break

1

-49 -

JAERI-M 82-039

(FP放出)

Fuel Behavior During a SCD Accident工nitiatedby Large Pipe Break

図3.I 大破断 LOCAfζ起因す石 SCD事故シーケンスの一例

-49-

I S i

T

(INITIAL/MACE)

ib t — h T ~j 7

CBOIL/MACE ) ( H E A D / M A C E ) )

(HOTDROP/MACE) ( I N T E R / M A C E )

Sequence of LOCA wi thout ECCS P o s t u l a t e d i n MARCH

133.2 ^^rS^SlA^l'LOCAlC^L, MARCH -e$£LTl'5¥4fcv'-<r

C ) ( ± MARCH = ' -

』〉開沼田

l玄白Ml口一回国

キャピティ内融休ー水相互作用融体ーコンクリート相互作用

(圧力容器貫通以後キャピティ内水蒸発以後 1

( HOTDROP /MACE )【 1NTER /MACE )

圧力容器侵食

〔下部プレナム水蒸発以後 1

( HEAD/MACE )

炉心ヒート 7 ・Jプ

(801 L/MACE )

プローダウン

( INITIAL/MAC[;)

ー凹ロ

l

Sequence of LOCA without ECCS Postulated in MARCH

安全系の働かない LOCAに対し. MARCHで想定している事故シーケンス

〕は MARCHコードにおける計算ザププログラム名を示す。

図3.2

JAERI-M 82-039

ai o:

Core drops Into lower plenum

Pressure vessel melt through

-Core melting starts

-Water In cavity vaporised

----- Maximum Temperature

Average Temerature (Debris Temerature)

200 '100 600

TIME (MINUTE ) Response of fuel temperature calcualted by MARCH

H3.3

Fraction of cor* mtlud

I

Fraction of cladding rjicyiJ

0 ' 10 20, " 3 0 id 50 T I N E (MINUTE)

Fraction of cor* nwlud and fraction of cladding raacttd cdcultttd by MARCH

mu MARCHICfcSrt/r

-51 -

JAERJ-M 82-039

c)

ζtl I~一一一. Core drops Into !刷erplenum

020q

一一-Averege Temereture (Debrls Temerature)

-・・・・ Ha昆ImumTemperature

Cコ。 200 lfOO

r".，e (MINUTE )

Response of fue I temper8ture c・lcu・!ted by ItARCH

600 800

図3.3 MARCHによる燃料温度推移の計算値

0.H

N

・0

50

国

.0

曲

.0

s・o

zo--U4昌也

Fraccl。向。， CDr・同h.d・nd'r・crlana' cl・ddlngr・・cUd C・lcul・s・dby /tA"tH

同3.4 MARCHによる炉心の裕融脅IJ合および被慣行械化調11合のけ算備

-51 -

JAERI-M 82-039

S

Q

/

/

(A V

/ {

/

A—H—

' /

B &—

—i—TH—

3co2

9¥

H2

0 200 100 600 800 TIME (MINUTE)

Gas addition to containment due to debris-concrete Interectlon celculated by MARCH (INTER)

(13.5

Release fraction Q Group I (Xe.Kr) ~ O Group 2 (I) * Group 3 (Cs) + Group <i (Te) X Group 5 (Sr! * 3roup 6 (Ru) * Group 7 (La)

•—-••-Fraction of heat generation In fuel or debris

•M—K- -X K- •H X -

200 100 600 TIME (MINUTE)

Decrease In haat generation In fuel or debris due to

fission product release calculated by MARCH

800

tsci3.6

- 5 2 -

JAERI-M 82-039

800

nu n，h

HMH

内

4nu pL

CO

H2

600

81一一一ーle吋w、

g

Q

O

。。国茸

ロロロS

g高

富

35Z4EB白白〈

MARCHによる融体ーコンクリー卜反応によるガス発生iiI:計算値

|¥rL F7 ド←

，..~、‘

十-ーーーー圃1・圃・ーー・圃圃圃圃圃・R・1・・・・ 'ractlon

Croup 2 (1)

企白川 csii

+ Croup ~ (T・X Gr。up6ESr，h -~ .roup 6 (Ru 今 CrDup7 !L・ーー---Fr.ctlanof h..t g・n・r・tlonIn 'uII or d・brl・

t ι-'ぞ

@、a.

回.0

曲・ロ

N

・0

圃可.ロ

.. .

岡 3.5

zo--U4圃

u-

200 400 T'HE (H'NUTE)

Dlcr..・・ In h・・t11・n凶 r・tlonIn 'U・1or d・brl・dUI t。fI・・lonproduct r・t・・・・ e・Icul・t・dbv IlARCH

MARCHによる燃料からのFP放出古1I合およびFP/iXllIによる燃料

内発熱続減少ilt・mt((

800 600

-52-

。ロ.0

凶3.6

JAERI-M 82-039

1E

£

Cora collapse

Pressure vessel melt through

4—Centalnmtnt f i l lurt due to overprtjjurlzitlon

100 200 300 100 TIME (MINUTE)

500 600 700

Response of containment pressure calculated by MARCH

H 3.7 MARCHKJ;

eitIO •

1 1-4080 -

joee -

J000 •

• • • 0 -

middle (NO.12),

j

\ y

/top S (H0.2J))

bottom (HO. 2)

50 100 TIME AfTER BOIIOFF ACCIDENT MIR

Fuel Rod Temperature in the Central Core Zone (Standard Case, Meltdown Model A)

ISO

m 3.9

-53 -

'・・sー.

uoo

4・003000

fOOO

，.10

e

ANEどgv

JAERI-M 82-039

H、今-Cont~'n .. ・ntfo"ur・

dUI to oyerpr・ssurlz・tlon

C可

同

凶

a=凶凶凶

ELJJ凶ZLFE白

Q

O 100 2110 300 qOO 500 600 700 TIME (川NUTE)

ftosponso 0' conuln帽 ntpr・I，ur.c・lcul・e・dby HARCH

図3.7 MARCHによる絡納容器圧力応答計算値

bott副官

(ND. 2)

50 100 J5骨

T'M! A'TER IO'Lorr ACCIDENT M1U

Fuel Rod Temperature 1n the Central Core Zone (Standard Case， Heltdown Hodel A)

岡3.9 炉心中央部における然料体温度

内‘

uPRM

JAERI-M 82-039

m s B* ra

30 - 60

( S fl

Severe Core Carnage Accident Sequence Caused by Small Break LOCA

KI3.8

- 5 4 -

JAERI-M 82-039

所要時間

冷却材喪失開始

30 -60分

小i員傷収束

数分~数時間

-30分

-30分

ー数時間大m傷収束

『，

EUHE

一山町一

一器-

-容一

一一納一

一勝一

ft、

Severe Core Damage Acc1dent Sequence Caused by Small Brnak LOCA

図3.8 事政シナリ坤・(緩やかな LOCAR起因.所要時間は一例として挙げた}

-54-

*•-

-to H

TIME AFTER BOILOFr BCCIOEHT HIM.

Mixture Level and Molten Fuel Region in the Central Core Zone (Standard Case, Meltdoun Model A)

. 0.0 FT • Bottom of the Core. l12.0 FT - Top or the Core '

O.JJ-

I 1 w UJ

K

S

c o: UI UJ

O E a u m

0.12-

0.11 -

0.10-

0.09 -1

o.oo-

0-01-

o.os-

o.os-

0.04 -

0.03 -

0.02 -

0.01 -

I s 00

T o

SO

TIME

100 BCC10ENI II|N.

Steam Generation Rate (Standard Case, Heltr'ovzi Model A)

H3.ll

H3.10

』〉

EN--豆沼lou申

50 100

TllfE AFTER SClIL(IFF ACCIO[NT

。.15

H

n

n

H

岡

田

鍋

加

価

蝿

刷

四日

'

a

u

向

H'

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肉

M

m

M

白

u

a

u

自

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伺切

-dHZZ

‘=u、z-eミ・4

】

凶

』

EEZE-』

EE凶Z凶白

ZEM』咽

羽

15

ー... 4回』，回

dME2』

FH-=

ISO 100

-軍

ー

四

日

1

。・0'O.自主

-10

2

150

"'N. Stea皿GenerationRate (Standard Case. Helct'四四治del.A)

T1ME白FTERBOILOFi'闘CCIDENT MIN.

Hixture Level and Holten Fue1 Region 1n the Central Core Zone 【Standard~ie. Heltdcxm Model A)

(.~.~ !! : ~~C~~ ~~~t~~_~ore】12.0 FT .. Top oi the Core

司 IS

水蒸気発生率図 3.11

炉心中央部における混合相レベル及ぴ溶融燃料領域図 3.10

JAERI-M 82-039

TINE: 3S HIM. TltiEs 4S >tlN.

24 23 22 21 20 19 IB 17 16 IS 14

13 12 11 10 9

a 7 6 S 4

3 2 1

1

Ml*. ICVCl ( 3.0 FT I

24 23 22 21 20 19 18 17 16 IS 14 13 12 11 10 9 8 7 6 S 4

3 2 1 :

^ $ • ^

MIX. LEVEL I 2.5 f t )

3 2 3 2

TlltE: 55 n lN. TINE: 60 HlN.

24 23 22 21 20 19 IB 17 IP IS 14 13 12 II 10 9 8 7 fi 5 4 3 2 1

I

1 i

; ;

^ ^ ^ ^ ^

HIX. ICVEL I I.J FT I

3 2

Vertical Sections of the Core which Show the Location of Molten Fuel Region for Standard Case (Meltdown Model A)

m a 12

- 5 6 -

T1HE= 3S H1N.

a-噌

3内，.

.

E向

ua習・

0同

''eESa--a内，.... 内

U

内，‘角，』角，』角

6'・・a-s

・a-a-a-a-s

・a-a-aA-e

・g-，

abFa

日」ーー ←i ド園田一一 8・-f

L

1-

』ー

L 一

LI_:吋

7 1 2 3 5

3

2

5 2

tlnE= SS HIM.

aa司角

。

ぬ

4

・・・n-肉ヨ・0同

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内，.

.

5向

U

の，.内，.命，.内

4

.

‘•••••••

s

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・---------aa，.e

内，

aoEd

，

民芯苔守主

母"'-~ ~ ~

史ー交誼

~-- 更さ

3 2

S 2 2' S

JAERI-M 82-039

T1HE=・S HIN.

24

23

22

21

20

19

111

17

16

IS

14

13

12

11

10

9

s "1曽.UVfL 7

1 3.0 '" 6

s

宮

L

~正s: 、~‘、司 ~ ~正公ES

会ヨ記念虫食

~ S正~

nlx ・ U~[L/ Z.$ ，，，

5 3 2 2 5

tlHE= 60 HIN.

24

23

22

21

20

19

111

17 16

15

14

13

12

11

10 g

ー?

6

"6E普1..'LEVFETL1 E

1阿Ear.LEV，EyL ， 2 苫 i~.~". ...5 I 001 FT'

Vertical Sections of the Core which Show the Location of Molten Fuel Re.gion for Standard Case (Meltdown Model A)

図3.12 縦断耐における燃料溶融傾城のl時間的変化

-56-

( *

» n

m

Zg

#

J:

m

A

# )

LOCA (.03.8 )

Severe Core Damage Accident Sequence Caused by Reactivity Initiated Accident

-57 -

L脆性文は破裂〕

燃料破損

{冷却材中へ溶融燃料放出) 図 3.16参照

堆積と同じになり，その後のシ

ーケ，，;;1.も問機

LOCAと同じ

t図3.8)

Severe Core Damage Accident Sequence Caused by Reactivity Initiated A巳cident

図3.14 反応度事故IC起因するシーケンス

"'' 民d

JAERI-M 82-039

II IM 111 »»•

TIME AFTER tOILOFF ACCIDENT Hill.

Effect of the Elapsing Time when a Boiloff Accident Starts (Decay Time) on the Core Meltdown Sequences (or Meltdown Model A

H3.13 #4

(TZERO :

BWR ATWS EVENTS GENERATOR/TURBINE TRIP MSIV CLOSURE PRESSURE REGULATOR FAILS OPEN LOSS OF FEEDWATER

0 5 10 15 20 25 30 35 40

TIME FROM INITIATION OF TRANSIENT (s)

SI 3.15

- 5 8 -

... 創「

-

-

-

-

-

a

'

・s

‘

OM』「

JMgMd-ou』「

ZMua凶&

JAERI -M 82-039

rtro (t 1; 2.~6 1.56 1.28 0.81 0.67 TlfAO (hr). 0.1 0.5 1.0 5.0 10.0

0.'.2 50.0

0.15 100.0

..・l

a・2・-a・-•. • ・ 8・ 8・・ 11・ ."

TlHE AfTE~ IDILOff AtCIDEHT "111.

t:ffect of che Elapsing T1me when a 80110ff Acc1denc Starts (Decsy T1me) on the Core ~leltdown Sequences for l1eltdo刷、 NodelA

図3.13 ボイル・オフ開始時間の相違による燃料溶融の進展状況

(TZERO:炉停止からボイル・オフ開始までの時間)

8WR ATWS EVENTS 900

."-GMPLORESNESlSEV S RSAUOCRTF LE OORFSHUE/EERTGDuE iWanAa-ATtTNEOER R TRtp ー田園ーーー FAILS OPW

700 1-1 一一rb宅、600

......， 500 a:: w ~ 400 o 0.. 300

200

100 司町唱』 ../.n:_--I ----ヘ、。

o 5 10 15 20 25 30 35 40

TIME FROM INITIATION OF TRANSIENT (s)

図3.15 BWRにおけるATWS解焼結呆

ー58-

"・

JAEfU-M 82-039

Severe Core Damage Accident Sequence Caused by Anticipated Transient without Scram

0 3.16

- 59-

JAER{-M 82-039

被覆管磁裂

一一一外カ{ホカ的江鋸動等)

炉心下部支持幡造物溶融

Severe Core Damage Accident Sequence Caused by Anticipated Tran日ientwithout Scram

図3.16 スクラム不作動を伴う異常な過渡変化11:起因するシーケンス

-59-

JAERI-M 82-039

- 2400 r$tft«8£k "liquified fuel" )J

1200

1100

- 800

- 650

300

- 1950 j liquified fuel" )J

Approximate Fuel Rod Response against Temperature

Ha 17

CO

2800 UO2 «jg$k t<v ^

I "! m o 2700 ZrO2<D®m Z * £ "°

2500 UO2-ZrO2 Sf£lCJ;5?gfflffl)fMra4a * M S ^ 1 AJ ®

I I

- 6 0 -

JAERI-M 82-039

ハロE。司剖右自}

Al11HF槻G事懇謹縫

(凶ロ百周O』)km

、二lhRh葵祭心

A---

担額

EU極，駒

主要な現象概略温度

('C)

UO，の溶融2800

ZrO，の溶融2700

UO，-ZrO，反応による液相の形成開始

「液化燃料 ("liquifEdfuel")J相の急速な町立長

金属被覆管の溶融.UO，ージルカロイ反応による

「液化燃料("liquified fuel")Jの形成開始

2500

2400

ゼ鎧MU鴨川明

急冷時の熱衝撃による燃料棒の破砕

〔被覆管が十分脆化している時〕

1950

t現在のI.OCA時の設計基準限界)

UO，ージルカロイ反応による U-Zr液相の形成開始

t燃料ベレットー被覆管篠触の時〉

1200

1100

ゼ鑑H、，4nvw

被覆管の膨れ・破裂〔織料内圧>外圧の時〕800

被覆管の潰れ開始 l燃料内圧く外圧の時)650 量当

通常運転温度

Approximate FuelRod Response aga1nst Ternperature

燃料棒の温度応答概略図

-60-

図3.17

300

JAERI-M 82-039

c a. W

140

120

100

•S 80

60

40

20

• MAPI 2 ~ 5°C/s Chung O » 40 — 50 " // O PNC 50 • » 5

V Hobson • ft

o o

600 1200 800 1000 Burst Temperature I °C )

Maximum Circumferential Expansion as a Function of Burst Temperature

El 3.18

OXIDATION TEMPERATURE CCI

1400 1300 1200 1100 1000

LIMIT FOR SURVIVING r THERMAL SHCCK

3 6 ui 5 4

LIMIT FOR SURVIVING O . I 5 - J IMPACT AT 3OOK

S I03

1 : o

6.5 7.0 I / T i

Zircaloy Embrittlement Criteria Related with Oxidation Condition 13 3.20

(13)

- 6 1 -

JAERI-M 82-039

-00

・

MAPI 2-ゲC/s_Chung 5 40，:，，_50 " _.- 55

PNC 50 "'iI' Hobson 55 " 5 " 5.5

140

o

• o

120

80

100

60

40

(田駅ザロ

O窃ロ国内回同一固有

zg』

由』

EEEGgロE買回目孟 20

800 1000

Burst Temperaturet 可む )

Maximum Circu皿ferentialExpansion as a Function of Burst Temperature

図 3.18 破裂温竜と周方向最大膨らみの関係(自)

1200 600

。

/1

-61 -

2

凶巴コト・

‘Z

E 出

き 103

足 ae 6 K o ... ‘ u z ...

Jus-

2

JV目

6

4

4

4

2

2

JAERI-M 82-039

.1500 14001300 1200 ORNL

101 1-6

8 "5 10"

1100 1000 900

Q (kcal/nole) JAERI 40.7(1000M.33O°C) MAPI 38.0(950^1320*0)

J u s t "I™ 3? • 1 (900^1450*0) Baker-Just 45.5(>1000°C) KFK 4 1 . 7 ( 1 0 0 0 T 4 3 0 0 ' C )

S OHJL 39.94(1000^1500*0

MAPI

NRIM

JAERI

A H - - 1 4 0 Kca l /mol Zr a t 500 K - 1 5 0 1000 -169 2000 -194 3000

8

(a) Parabolic Rate Low Constants for Zircaloy-Steam Reactions as functions of Temperature. (Weight g ra in )^)

Temperature (°C) 1900 1700 1500 13001200 11001000 800

o

\ 3 3 10-3

I

AH-23 Kcal/mol U02 at 1000 K 50 2000 101 3000

o Recent Data * Previous Data

5.0 6.0 7.0 8.0 9.0 Reciprocal Abiolute Temperature (101*/K)

(b) Parabolic Rate Constant versus Reciprocal Temperature for the Steam Oxidation of Uranium Diox ide ."

13. 19 ia)if a 4 - ( J H )

- 6 2 -

JAERI-M 82-039

10-6

1500 1400 1300 1200 1100 1000 900 ORNL (.C) 、 q作曲1/1回1e)¥JAEIUω.7(10llQ<¥.1330・0¥......Boker-地 Pl 38.0(95""1320・C)

、ザ Just NRlM 37.1(900匂，1450・C)¥Baker-Ju8t 45.5【>1000'C)¥KFK 41.7(1000、1300.C)司、 OIlNL 39.94(1000匂1500・C)、、、

，，

AU ，

•.

円。ω鍋刷、【同国

u、aω岨hH0・回国》》

。喝、h:. M

llH --140 Kca1/mo1 Zr at 500 K -150 1000 ・169 2000 -194 3000

6 78 10句IT(・K)

(a) Parabolic Rate Low Constants for Zircaloy-S~~~m Reactions a8 functions of Temperature. (Weight grafn) (8)

10圃自

T阻 perature(OC) 1900 1700 1500 13001200 1100 1000 800

u 司s • = 白

t.H ・23Kca1/mo1 U02 at 1000 K 50 2000 101 3000

円

as固u、NON同国》“同咽“崎

aouω“咽両

o Recent Data • Previoua Data

10・匂5.0 6.0 7.0 8.0 9.0

Raciproc・1Ablo1ute T岨 .perature(10りK)

(b) Parabolic R&te Co回 tantversus Reciprocal T~~E~rature f~~-th;-St~am-O~id~tiQn Qf-Uran!um nioxide.(lO)

関3.19 {al ジルカロイー水滞気及び(bIU02 一水線気反応の!反応~1.立定数と反応熱 (JH)

-62-

JAERI-M 82-039

2OOOK

teooK

(600K

(400K

2 I200K U

(OOOK

BOOK

600K

Brittle (Rod Failure) ° *• PBF / PWR • CR/BWR Ductile: (No Rod Failure) A PBF/PWR O CR/BWR 0 SGHWR/BWR • GETR / SWR 0 Holder)/BWR

i io IOO (000 (0,000 KXVMO

Time After ONB(Seconds)

Comparison of Embrittlement Failure Boundaries Based on In-pile PCM Experimental Results and Out-of-pile Experimental Results.

m.«' ir'i Growth of UOj/Ziy-4 mction liyen u a bwction of temperature (diffusion data which are corrected with r*fvd to the initial UOj/Zry phase boundary are indicaud).

pg 322

- 6 3 -

2QOOK

JAERI-M 82-039

“ f800Kト‘。• K

K

K

H

州

側

抑

制

hKM@』呈申告岳包」

FBGE旦Edau凶

eoo附

600KI

Britll・IR伺 Failur.l0 •. PBF IPWR • CR/BWR D回世抽:( No Rod Failur・}d PBF IPWR o CR/8WR o SGHWR/8wR ロ GETR/BWRo Hold・n/8WR

10 100 ∞o 10，000 1∞ρ00

Tin喝 AftarDN8 (Seconds I

o o

Comparison of Embrittlement Failure Boundaries Based on In-pile PCM Experimental Results and Out-of-pile Experimental Results.

図3.21 炉内 PCM実験結果と炉外実験K基づく脆化破鏑

限界との比較 10)

sag--. ..，... ".r

4v

--a-saa

11" 園間

11" 。

Growth of UOa/Zry" r.剖t10nJ・yc目ua_t1on。(IImperllur・倒的副叩伽11whlch町econ・cled岡山

崎町d10伽 inJ11a1UO，/Zry Jlha田 boundaryare indiQ凶).

同 322 V02ージルカロイによる反応相の成長(12)

-63-

JAERI-M 82-039

uo,

m-litOt

l U-u.Mf'

(a) U-Zr-0 Ternary

2000 *C

UOj / = . - = - = « ZrO, (tttr.) ZrOj.,!kub.)

Zr

(b) U-Zr-0 Ternary

» 30 10 SO K> 70 N JO UO,

(o) a-Zr(O) Pseudo-binary

Equilibrium Phase Diagrams Showing Formation of Reaction Layers due to U02-Zircaloy Reaction

m 3.23 UO2 - -

a )

b)

c) « - Z r ( 0 ) -

- 6 4 -

JAERI-M 82-039

20ω.C

。

t

./

/

L

.

/

/ /

/ /

/

。

Zr

(b) U-Zr-O Ternary

u

(a) U-Zr-O Ternary

切

. ./ケーで .ーι そiI L，.IU.Z叫 l

3曲。

2・00日開

2200

Z帽。

初回

-HW

・--ZEaea

.'DO L.ー

・・世田岡同同，。岬崎帥

岨剖 '1.UQ. 30 却

(c) a-Zr(O) Pseudo-binary

Equilibrium Phase Diagrams Showing Formation of Reaction Layers due to U02・ZircaloyReaction

U02ージルカロイ反応、による反応相の形成を示す状態凶

15∞。CにおけるU-Zr-O三元系u日

2000. CにおけるU-Zr-O三元系m

a -Zr (0)一U02擬二元系ω

-64-

図3.23

、，，、.，、.，，

ahuc

A : UO2- fi-

B : ,8 - i?

C : « -

E : ^/u-*o-f -ZrO, fe

r zr o, - uo, mm?•?>>

JAERI-M 82-039

1300 1500 2000 2400 2800 I i I i i i i I i i i i I i i I

F •

D : U0i-a-^^»a-(^aSJEIcj:5iS<Wi(iaEft«l!!W- liquified fuel -fflfgefe) D, : TBT ±.

Schematic Showing Fuel Rod Melting

0 3. 24

- 6 5 -

}AERI -M 82-039

1300 1500 ℃

o

t、nulA

度

初温

2400

• A C B ....-ー

• D，ー

D，

• E

F • • A : UO，-s-ジルカロイ共品反応による溶融

多分燃料怖は非破損

B : fJ -ジルカロイの溶融

流協閉寒の可能性

C a-ジルカロイの溶融

向上，その可能性はより高い

D : UO， -a- ジルカロイ共品反応による溶~t 液化燃料ーIiquified fuet ーの形成)

D， :向上.更に可能性は局〈なる

D，: m融デプリの形成

t被温材が全肉原峨化していると本反応はない)

E:ジルカロイ -Zr0，共品反応による溶融

余り積雪是ではい

F : Zr 0， -UO，共品反応による椛継

溶融デプリの形成

Schemat1c Showing Fuel Rod Melting

図 3.24 燃料熔融形態の簡略図

-65-

:i0

•

JAERI-M 82-039

MOLTEN MATERIAL

• FUEL ROD

MOLTEN DROPLETS AND RIVULETS BEGIN TO FLOW DOWNWARD

.MOLTEN MATERIAL

RESOLIDIFIED DROPS

I FORMATION OF LOCAL BLOCKAGE IN REGIONS OF COLDER FUEL RODS

Initial Stages of the Core Meltdown Accident.

m 3.25

- 6 6 -

JAERト M82-039

AMOTN

(a)

MOL TEN OROPLETS ANO

RIVULETS BEGIN TO FLOW DOWNWARD

FUEL ROD

RESOLlDIFIED DROPS /……L

(b)

FORMATION OF LOCAL SLOCKAGE JN

REGIONS OF COLDER FUEL RODS

.nitial stagcs of the Core Meltdown Accident.

同3.25 炉心協融・I!紘の初期段階峨

-66 -

JAERI-M 82-039

MELTED OUT FUEL RODS

SOLID CRUST

VWTER MIXTURE LEVEL

CORE BARREL

INTACT FUEL RODS (CLAD OXIDIZED)

\ COLLAPSED OXIDIZED CLAD FUEL PELLETS

(a) FORMATION OF A SMALL MOLTEN POOL

UPVWRD RADIATION FLUX

t I MELT

DIVERTED STEAM FLOW

(b> RADIAL AND AXIAL GROWTH OF THE MOLTEN POOL

Formation and Growth of & Molten Pool.

3.26 mm-f -»<onn&t i&a

- 6 7 -

JAERI-M 82-039

FUEl ROOS CORE

BARREL

SOLlO CRUST INTACT

明仇WER (CLAO

OXIOIZEO)

lEVEl

OXIOIZEO ClAO FUEL PELLETS

(a) FORMATION OF A SMALl MOL TEN POOl

UP机仇RDRADJATION FLUX

AETI

---守Et

---守.，.

OIVERTEO

STEAM

FLOW

(t) RADIAL ANO AXIAl GROWTH OF THE MOl TEN POOL

Formation and Growth of a Molten Pool.

同3.26 綿融プールの形成と成長働

-67 -

s I

HWCT UPPER INTERNALS

REACTOR VESSEL

SUPPORT COLUMNS I MCORE NSTRUMENTOION

CORE BARREL t THERMAL SHIELD

\ LOWER CORE 6RD PLATE

LOWER SUPPORT PLATE

wren

o

Fuel-Coolant Contact Caused by Failure o£ the Baffle ana Barrel Region*.

VWER

Fuel-Coolant contact Caused by Failure of the Lower Core Grid Plate.

m 3.27 m 3.28

HHHHHHUV

HHHHHHHW

HHHHHHMV

HHHHHHUT

HHHHHHHHW'

INlACT UPPER

刷 TERNALS

HHHHHHW-

HHHHHHW

HHHHHHU-

HHHHHHMT

』〉開局【

E-玄

白

同

lDM由

REACTO司 VESSEL

CORE 8ARREL ..

THERMAL SHELD

FUEL-CU D

DEBR隠

LOWERCORE

GRDPt.RE

ー

品

目

1

Fuel-Coolant Con包ac:tCa':1~~_ by Failu.re of t.he [.aWer Core Grid Plate~

下部炉心支持梅造物の破損により生ずる溶融物と水との接触<'d:JI図 3.28

Fuel-Cool.nc Conuct c..use~ b~ Failu.re of t.he hffle .，.a ilarr.・1Reqions.

炉心情の彼舗により生ずる治融物と水との接触(~g)3.27

JAERI-M 82-039

WATER

GRID PLATE DEFORMS AND VWTER IS SLOWLY VAPORIZED

WATER

Fuel-Coolant Contact Caused by Creep of the Support Structure.

IK!3.29

69-

JAERI-M 82町 039

WATER

GRID PLATE DEFORMS AND WJU"ER IS SLOWLY VAPORIZED

. W¥TER

Fuel-Ccclant Ccntact Caused by Creep of the Support Stru~ture.

同3.29 下部炉心借地物のクリーフ"による両手織物と水との僚制1/加

-69 -

JAERI-M 82-039

REACTOR VESSEL SOLIDIFIED CORE

LOWER PLENUM

THREE POSSIBLE FAILURE MODES

CATASTROPHIC CIRCUMFERENTIAL

FAILURE

LOCAL FAILURE WITH SLOW POURING DUE

TO GRAVITY

ftti

LOCAL FAILURE WITH FAST POURING UNDER PRIMARY

SYSTEM PRESSURE

Possible Modes of Lower Plenum Failure. (20)

13.30 ran r u + A m\i\ * - v

-70 -

JAERI-M 82-039

SOLlDIFIED CORE REACTOR VESSEL

LOWER PLENUM

THREE POSSIBLE FAILURE MOOES

CATASTROPHIC / ¥LOCA L FAILURE WITH C腕CUMFERENTIAL / ¥SLOW POURING DUE

FAILURE / 、 TOGRAVITV

… 一…… .可r;~;・，;~;.;}，酔豆、a、?・・1・.1 ・E、E… … …… …… …… L.-":;:I t;1、4・

(20) Possible Modes of Lower Plenum Failure:-，

i刻3.30 下部プレナム依拠iモ【ド卿

-70 -

JAERI-M 82-039

„ Q TI1 Mct.il plmse o O TO Oxule phase x •o HHRCHIINTER!

CE a: / ftpT>,

0.0 0.8 1.6 2.4 3 .2 4 .8

x 10° (sec)

Temperature Profiles of the Melt in the Concrete-Base Mat

H3.31 n W ij -

Unaffected Concrete

Decorap*

Heated Concrete

Solid-Liquid Interface in the Concrete

T Melt

Well-Mixed, Isothermal Pool

m 3.32 fc - a vi>') -

- 7 1 -

jAERI-M 82-039

回T11トIcta1 phasc c) T口 Ox.ille 刊旧日

HRRC削 INTERt

/ ~ ι{ 〆札、民

円。-H田・4守

E ..

N・同

司

.N

'"

自

出

UEDLFZEULZ凶

LF

由・ロ

ロ

ロ0.0 4.6 4.0 3.2 1.6 2.4

x 104 (sec) 0.8

Temperature Profil巴5 of the M巴ltin the Concrete-Bdse Mat

コンクリートペデスタル中の融{本の温度変化

T Melt

W'ell-Mixed， Isothermal Pool

6 m d

c

HHE

。hH回同

嶋

田

』

ω岡山』・

図 3.31

TDecomp

Unaffected Concrete

T o

Solid圃 L1quidInterface in the Concrete

融{本ーコンヲリート境界ltiiの本動

ー71-

凶 3.32

JAERI-M 82-039

Q 1

a. UJ o

CO 0.8 1.6 2.4 3.2 4.0

Depth of Concrete Erosion v s . Time

11 3.33 (&{$©=' v 9 II -

80

70 -

I 50 -

S 20

10

0

SOLID SYMBOLS - RADIANT HEAT TESTS OPEN SYMBOLS - PLASMAJET TESTS FLAG - ESTIMATED BEFORE HYDRATION

/

/\ <£* / / * /

—^-i 1 £ 1 1—

/

/ /

0

•

0 i

/

/

AGGREGATE

LIMESTONE LIMESTONE BASALT BASALT

i i

i i i

/

.0

HIGH PRESSURE « AIR TEST CAS «

SIZE, CM

2.5 1.0 2.5 1.0

i , i

40 (/> SO l?0 140 160 180 ?00 2

AVERAGE HEAT FLUX TRANSMITTED TO MELT-SOLID INTERFACE • q^Mt, W/cm

Overtll Eroiion Rate vi Net licit Flux to Melting Concrete

220

Wi 3.34 •;>> ij - \-®&

- 7 2 -

]AERI -M 82-039

--

〆/同

レ//

/

ロ・N

N .

国.ロ

マ.0

回

目

z-LU口

E

ロ

ロ

0.0 4.0 LB

)( I ρ 'I-(~'<' )

3.2 Z.4 1.6 0.8

Depth of Concrete Erosion vs. Time

融体のコンクリートベデスタノレ浸食距離と時間の関係図 3.33

220

/

。/

2

枇

/

/

間

刊

'

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A

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問

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一時附す川

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e

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円

/

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//いもい

y↑ω

…

/

「

削

/一

d

./m

SOUD SYMBOLS -RAsINT HET TESTS

OPEN SYMBOLS -PLAStIIIJET TESTS

FLAG -ESTltIIITED BEFDRE HYDRATlON

m

HIGH PRESSURE ~

AIR T(ST GAS q

tIIIXIt1UM SIZE， CH

2.5 1.0 2.5 1.0

間

ω

"

ω

m

m

m

m

』

SEM

・J・出

gzロヨロ包444gpO

凶曲芸凶ミ

。。

Overall Ero・1011R・lev・Net11.叫 .1ux10 Meltlnll Concrele

コンクリート浸食速度と融体からの熱流速の関係ω

-72 -

図3.34

JAERI-M 82-039

Do-0.02/iH(C)

DG'0-2 /uM(C)

DG-2.0|UH(NC)

Uo-2

10 15 20 25 30 35 40 45 50 Time (Hours)

Mass Concentration of Aerosol in the Containment Vessel

m 3.35 x r

- 7 3 -

JAERI-M 82-039

DG-O.02μ川 IIC>

2.5・

1.5 -

1.0 -

3.5

3.0

2.0

0.5

(mg¥切)

ロ03613dωυロou的問

ω湾

50 45 40

(Hours) 15 20

Time 10 5

0.0 o

Mass Concentration of AE'.rosol in the Containment Vessel

エア口、'/1レ漉度の減哀挙動ω

一73-

図3.35

JAERI-M 82-039

4. FP

4.1

•tP'DfflfS tSCD: Severe Core Damage) V&7© FP ftrb£iiffi&i*filf$*>«J;Of DBA

(Design Basis Accident) ltS©*n£it6?lfcJg&, SÔfMfi^tf i t^t FP y"c i

A«, DBA ©fiWeii?ff # x £ a

SCD

Cs, Sr, Ba ^

Pu, Cm $ © a ? 7 y5c$##*t)f t .5 o FP ^ ^ © g j ^ t t ^ K i L

ft-r"e(i. FP ^SîficJfeHi$n5*T?lcii, umn ®WWg (3)1

ic

LOCA M

FP

LTIi Kr.Xe.I, Cs

, flfeicB*4fcJ:UfiSfilfflfl!j©5c^ (Sb, Te^f) ©xro-/ji,j>i&?>0 H

^>& F P

PCM (Power Cooling Mismatch), RIA (Reactivity Initiated Accident

(spike)

FP ©eHfîftliSHSô^flftic.fcf) ^c# < H-60 'J RTr LOCA

-o: FP

T-ECCS&JWN!!8©*»6©J:TIC

FP ti, -

- 7 4 -

JAERI-M 82-039

4. FPの挙動

4.1 事故現象の概要

炉心的傷 (SCD:Severe Core Damage)事故下の FP放出を通常逆転時および DBA

(Design Basis Accident)時のそれと比較したt易合，最大の特徴は考慮すべき FP元来(超

ウランJï::~~も含む)の多機性である。 FP 元来の相対的な重要度は， FPの生成iil;，放IUされ易

さ，生体への侠取岳写・によって決まるが， DBAの解析では希ガスとヨウ索が主に注目されて来

た。 SCD事故の多くのシナリオの下でも，単一の FP元索としてはおそらくヨウ梁が最も重要

である乙とには変り江いであろう。しかし SCD下で予想される炉心の超高温状態の下では，他

の蒸気圧の低いFP元来の放IHJilも大きくなり， ζれらを合計するとその害はヨウ本を k回る乙

とが考えられる。これら SCD下で放111が憎大する代表的は元来としては Cs，Sr，Ba等の

FP群および場合fCより Pu，Cm等の超ウラン元素が考えられる。 FP以外の放』州生物質とし

ては炉心構造材中の Niが中性子ICより放射化され 60CoとGることが問題となる。

通常の原子炉辺!転条件下では， FPがm境中に放出されるまでには，(J)燃料②被出管ゆ l

次系壁(心格納容器の4つの防壁が存在する。一般に SCD事故に至る主たる事象は(訟の圧}J

バウンダリの般但IC始り，これに続く高iAl.条件によってぬおよび②の防壁が鮒効にされる。そ乙

で有効は陣壁は④の格納写llUご盲けとなる。図 4.1 IζSCD事故を考慮した FP放出のフローチャ

ートを示す。以下jC図4.Jのシーケンスに従って説明を行う。

LOCA時fC燃料俸から l次系への FP の放出ほ.燃料俸の般的に I~~ って，ベレッ卜からプレ

ナムIC放IUされていた FPが放tHされるもの(破裂放/Ij)，とその後のベレ y 卜温度上舛Icl*っ

て鉱散により欣出されるもの(追加脱出，または鉱i技放山)Iζ分けて行えむければならなし、。

ECCS 系の作動により LOCA が微:~rmfの破裂まで収束した場合次系内iζ /j~llIされる FP

のほとんどは倣裂般111によるものであるe元来の種知としては Kr，Xe，I，Csがほとんどであ

り，他iζ燃料および微却の他の元来 (Sb，Te等)のエアロゾルがある。被倒管のピーク温度が

1200'Cを超えて SCD事故傾峨iζ入ると，燃料からの放IHが多くなり妓f..Ilの数も多くなる。燃料

が溶融すれば当然 FPの肱/uはさらに大きくなる。

PCM (Power Cooling Mismatch)， RIA (Reactivity Initiated Accident)では燃料

ベレットの淑度が短時聞に上昇し.羽合により破砕，的触にゼる。 FPの一mlはilu11支 l二川と燃料

倣f!lIC{'j，って短時間ICIiWl(spike)され石が，太郎分はその後の水の侵入Iζ伴ってゆっくり佼

tHする。乙の場合に'i，.-.般に放111される FP元来の積額は多くはるa

1次系配管中の FPの移行学動は縦鮪水の有無』とより大きく拠る。小破断 LOCAやその他の

似合のように，配管[111C水が存復するt易合ICは希ガス以外のほとんど0:'FPは水1111ζ溶解.吸収

または配管内ICit泊する。 ζれに対して大破断LOCAで ECCS系が不作動のttl合のように.凝

縮水が 1次系内に{j.:{f:しはい条例=下では，放IIIされた FPは円ei(Jo巾をi手遊しつつ移動し. 刊lが

その間に沈行または沈降によりi除去c'cれ，一部が目立断仁lから放111される。

ー74-

JAERI-M 82-039

£«*W>t> Csl ©fl

rant",

O. 3v &

(0. 075 v ^/day )

4 2

fcFP l± U

c c X " t t -

r, SFP L SCD

o ftilOFP 5Er;O -5

1000 Clit

, a-?

'J -

, FP

L;TFP

PWRO LOCA It*l

-fiO. I5v?o/day).

- / J BWR r r t , -IJf ^ t. 30 B tciitz ->X, 0,5v%/day

- 7 5 -

JAER[-M 82-039

もしFPが格納容25を経府して環境中に政Iliされるものとすれば，水中』ζ溶解した FPはリス

クif1!-価上あまり問砲にfよらず，浮遊性の FPのみが問題となる。乙れは格納容25が般的しない限

り.液体を漏洩しにくい構造に伝っているからであるo 実際には次冷却l系配管と環境をl旺結

する漏洩経路も考えられるが，ととでは一応佑納容器中に放出 3れる浮遊性FPIζ限って;¥5を;n;

める乙とにする。

高温状態の燃料から脱出された瞬間のFPはすべて気体の状態にある。しかし SCD事故下で

も配管等は極端な高温状態にはないので，各 FPはその化学種の蒸気圧に従って凝縮し，エアロ

，〆 ψ化する乙とになる。希ガスはどのよう江条件下でも気体状態に留まる。他の FP元素のうち

ヨウ素を除くすべては，それ自体エアロソツレ化するか，すでに存在するエアロゾルに吸芯ーされる

形でしか沼遊状態に留まれなL、。すえよわち，乙れら元来の放/J:J時の化学極は 1000'c以下で十分

な蒸気圧を有しないのである。

ヨウポは乙の点で中間的な地位を占めている。多くの実験寺ーから推論されているように，ヨウ

，<<が燃料から CsIの形で放出されるならばその蒸気圧はあまり高くないので，他の元素と問機

大部分がエアロゾル化するであろう。しかし条件により一部が hとして放出される可能性も捨

て切れず.乙の駿合は高い蒸気圧のために格納容器中Iζ放出された後も大部分が気体状態に留ま

るものと考えられる。しかしいずれの場合でも格納容器に設置されているスプレイ系はヨウ素を

有効に除去する乙とができる。

もし SCD事飲が応力容器1'3:過をひき起し融体ーコンクリート反応の段階まで進行すると.大

日のコンクリートのエアロゾルが発生し. FPはζれを担体として挙動するものと考・えられる。

したがって. SCD事故下のFP紋IHのシナリオ全体の中でエアロゾル挙動の占める役割はきわ

めて大き L、。エアロゾルは衝突凝集により.あるいは水蒸気がとれを核として凝縮する乙とによ

り次第にその粒径が駒大し，最終的tζ沈降や壁而沈着により除去される。

m納E李総の破仰がなくても.気体状およびエアロゾル状の FPは一定の割合で外部べ漏洩する。

特に絡納容H~スプレイ系が作動しない傷合には.水蒸気の過圧に加えてコンクリートから発生し

た J/，凝縮ガスのために栴納容p，~内部の圧力が大きくなり，これに応じて FP の漏洩母も大きくな

るo

現行の安全容貨指針によれば. PWRの LOCA時における格納容器内気体の漏洩率は24時間

まで O.3 v 9o / d ay (新しい卵子府では O.15 v9o/ day). それ以降 29日間では 0.15v労/day

ほ 075v 9o/day )となっている。 -JiBWRでは，事故から 30日にわたって. 0.5時Vday

の耐洩J一手としてL唱。したがって.m納容擦が健全であればfW'It.l汚染は小さく抑えられる乙とに

なる。 SCD事故では，水蒸気による過日:.水量;熔発，水蒸気爆発そして融体ーコンヲリート反

応』とより発生する分解ガスの，jl& n:~の現象で格納容器の設;l!'fE を越える傾城までの漏洩を考えな

け ~lJ!はらないことが特徴となる。

.. 2 検討すべき事象と研究の現状

事政時における FPの欣tll鼠の;W側は. FP各核輔のや動が側々の事故シナリオの下で想定さ

れる条1'1:下で.かっ卵子炉内各場所f忌，c:定h1的Iζ明らかにされて初めて可能になるものであり，

ー75-

JAERl-M 82-039

0»Sfc-y t2>o sfilHJSfliiA-<

, TMI FP Jttll

4.2.1

<*s. FP

(sec)

( C i )

3 •) j g ( C i )

DEH)

FP K

ctiti FP

(1100 MWe)

105s 106s

1.7X10'°

1. 1 x 10 '

3.6 xlO9

2.6X10"

1.9X10*

4. 0X10 7

(Kr, Xe)

FP *"x fillipnf&KTMI-ft-rS C ^ , itt^-ANL

Kf K

ORNLTIi

® FP fc TREAT ORR

R I A , LOCA •£••€• n^^vBSSI Lfc

FP Lorentz

tS 1600C

ttz FP

lc40.000MWd/t

(CORIUM FP 7c^

(Power Burst Facility) f l i PCM, R I A'JSSficft;• FP

- 7 6 -

JAER[-M 82-日39

従って広範聞な事故シナリオとデータベースを必要とする。 FPIC関する治問題は市くからの研

究テー?であり.分野によっては柑告も少なくないが多くは断片的な実験報告であり全体像をつ

かみにくい傾向があった。 1981"1: USNRCにおいて， TMI事故をふまえて FP欣11¥のt.!.直

しを目的とする委図会が設í~され，報告書 CNUREG- 0772)(1)が刊行された。乙れは従来の定

性的な総説から一歩進んだものであり，本報告においても参考にした。

4. 2. 1 燃料からの FPの放出

一定IH1Jの卵子炉の込i転において，燃料中iζ詩的する FP核種のm肢は迎転時間で1(II1Jnしてゆ

くが， FPの紋射能は原子炉をある程度巡転するとほ...--定のii1iを示す。これは FP核極の生成

と崩場が平衡になるためであり，このような時点で原子炉を停止した湯合 FPの崩場により発生

する熱引は炉IlJ)Jの2.59o程度となる。ちなみに 3300MWt級 (1100MWe)の軽水炉を1000

日間迎転した後の全肱射能とヨウ本同位体の紋射能をBl・p:すると次のようになる。

燃料中のFPの政射能(単位キューリ)

時r.n(sec)

全般射能 (Ci)

ヨウ，t(Ci)

炉{!j~ll:i直後

1. 7 x 10 10

1. 1 x 10 9

105s

3.6 X 109

2.6 XW8

10 6 S

1. 9 x 1O~

4.0X107

燃料からの FPの政!llを評価するうえで希ガス(Kr， Xe)の放Itl挙動は肢も問題が少ない。

燃料からの希ガスの脱出，特に原子炉の通常.iill転H与におけるプレナムへの般IIIについては数多く

の報告があり.事故開始時1<:7'。レナムIC存症する FPガス日は高い精度で計算することができる。

鼠度上却による短時間の希ガス欣111についてはデータが少ないが，近年 ANLを中心iζI，'i按'，u気(2) ...‘唱-1J.<¥"'r-1"，，，Uflh(3) 加熱 (DEH) による過波放HliJ~リ定らbひにHni¥のIlfJ売など、が行われている。

SCD事故条件下での，希ガ「ス以外のFP欣IlJの研究はORNLとKfKで実胞されたものが

ほとんどすべてである。 ORNLでは 1960年代初頭から今日に至るまで一段して FP脱出の問

題に取り持IIんできた。初聞の研究では炉内実験が多く行われた。 ORR炉をmいて熔働燃料から

(4) .......戸のFP倣IlJ実験がfTわれ，ま人 TREAT炉におい ιRIA，LOCAをそれぞれ棟擬した条件

で.気相中への FPの放/Ilとキャフ。セル各部への沈l(!j';動なとーが調べられrjtまた炉外でも微照(同

射した保の UOzをヘリウム中で加熱して FPのJj1111を求めている。近年では Lorentz らが炉

外でより現実的な条件の下での FPの脱出を日附してい点)彼等は向燃焼度まで照射した実月j燃

料俸をケープ内で水蒸気流中で加熱し.脱出された FPを熱クロ?トグラフおよびフィルターに~(8)

より同定.定位しているo1J11熱制度(;t.IIUf:までに最高 1600'cまでに及んでい'，;)0 彼等はとれら

のデ【タを誌に.炉心溶融事故における FP 紋III の;ïn~式をf1捜してい 41} この.<\により求めた肱111冠はラスム yセン報告側で評価した似より低L、。

K円 Kでは炉心溶融，e.伴う FP放IHを調べるため，コリウム (CORIUM:燃料.ジルカロイ

および鋼材を含む合金)に 40.000MWφ/tの照射に相当する FP元本を加えて水蒸気"1での政

仙111績をi制定している。

米国の PBF炉 (powerBurst Facility)では PCM，RIA実験ICf'j¥う水中への FP

-76 -

JAER1-M 82-039

NSRR

. £ £ L T O R N L £ Kf K© x ' - ? £JT}l^T, f -

. 2 © <£ -5 tt FP TE^Sffl/Bt/iiiigEttSiK©:/? 7 ££g;r< L fco'

.:Ciic«so LfrL^ffi©iC5iilHiiS©x -

4. 2. 2 1 i^^KTf * ® FP

TMI •

fifcfliFP

am, , £ <3

-!K (is)

W©IK^^

(Csl)

6. FP

- 7 7 -

Lorentz Csr ©fj^sao, -eo^ityij, HI

?*^Ta •?sT;A^ia Cs I £ LTSJt(Jj$nfc£ L

& « ^ . mimmfrbli CsOH, Cs

TeO2l

JAERI-M 82 -039

政IIIが測定されている?同械の測定は開研でも NSRR炉を用いてなされている?

これらの報告は相互に食い違いもあり.そのままでは評価に使う乙とは難かしL、。前記の

NRCの委員会では.主としてORNLとKfKのデータを用いて. データ聞の食い違いを調幣

ー(1)しつつ.同4.2のような FP元素毎の放出速度対話2度のグラフを提示した。とのグラフは事故ま

たは実験の!倒聞を通じた全般出率の代りに速度が守えられているのが特徴で乙れにより時間依存

の放/lHit評価への泊・が聞けた乙とになる。しかし現在のところ放111速度のデータは単に般出量を

加熱時間で刻った形で得られているので精度は十分でなく，希ガス IL次いで精度の良いヨウ素，

セシウムの協合でさえ，プラス・マイナス l 桁の誤j{~があるとしている。

同 4.2のFP元来毎の放IH速度データは，水蒸気中での放出1<:適用すべき乙とが述べられてい

る以外.特にその化学形11:言及するものでははb、。放出FPの化学形は実ifflJがむづ.かしいために，

1:11:熱力学計算11:より相対的な安定性を判定している。最近の計算は水蒸気や被覆管の存在をω 九~・

考慮した総合的なものになっているか .計算のHIJ鎚である熱平衡条件が成立するとは限らない

ので限界がある。なお化学形の砂討が重dなFP元素の数は限られている。政出率の低いFP元

来は蒸気圧が低いために.たとえ高温の燃料から放出されても!ITちにエアロゾル化してしま令。

エアロソツレの挙動は主としてその物即的性質(粒径，密度等)で決定され.その構成物質の化学

的性質にあまりよらないととが知られている。したがって一次系配管中での挙動との関連で化学

形がtI:目されるのは数種の放出率の大きい元素.とりわけヨウ索とセシウム，テルルである。ヨ

ウ*の脱出に|則する初期の実験の中には般化性雰囲気中で行われたものもあった。乙のような条

例・ドでは. ヨウ来!ま分子状 <h) で放出される乙とが知られてい~~~中性湾問気中でのヨウ素の化学形は燃料憾の応力腐食般倒との関連でよく調べられているが.いずれもヨウ索はヨウ化セシ

ウム<CsI )として存症するとしている?.m事故時のヨウポ放IHとの関連で重要なのは水蒸気中での化学形である。 Lorentzらの実験(7)

では.水蒸気中ではヘリウム中に比べて CsIの割合が減り.その分だけ 12，HI (と思われる

化学頗)の押l合が附加している。しかし.両者の比は一定していなL、。一般に 1500'C以上の高温

では CsIは不安定にだるととが熱h学的に計算されているがFP放HI実験で観測されたわけで(1)

はなL、。

セシウムは通常.燃料中11:ヨウポの10倍程度の日(原子数あるいは軍部)が存在する。また

同 4.2によればl羽おの脱出率は同程度である。従ってヨウ索が全量 CsIとして般tfjされたとし

ても，セシウムの大日七分は別の化学形をとらなければならなL、。熱h学計算からは CsOH，Cs

などが~・えられている。またテルルについては Te02 ， TeO等が考えられている。

4.2.2 次系配行中の FPの挙齢

TMI lJI依のように炉心と倣断口のrmlC水がある似合は.希ガス以外のFPはかはりの部分が

水・1111:的解し.除去されてしまう。関 4.3jC TM I 事故の場合 IC ついて.原子炉内の各位í~l1:欣

I付された FPの百分率を示丹岡から， FP の大部分 li1J;服~iiおよび l 次冷却l系配管中11: 11:ま

っている乙とが事Jjる。

配管111'1:水が({.(f:し低い助合でも.希ガス以外の FPか配符rllを修動する問1<:は自然除去メカ

ー77-

JAERI-M 82-039

fFffi L J;

4.2.3

£<frib BMI iCH^x' - K T R A P - M E L T A* uasis n ^

<. ft-?T TRAP- MELT 3 - K

TRAP 1! *©$£&£# 4. I fc*-fo

I2 " e^SJ i^ i Csl

«* , TMLBg?&->-LOCA, A D ( i 3 - ^ K - 1/^, AD* li-t-y h • U- ICfcW5 :{ft»r LOCA * *

LOCA

:J6, MARVI KEN- V ,?N

Aiili< C£

0.

^ FP ra'/Mi.

- 7 8 -

JAERI-M 82-039

ニズム叫)が働く。主要なメカニズムは気相と配管表l而の11.1度j1!による熱勾配沈着とエアロソツレのω)

沈降である。乙れらの現象IC.関する基礎的な実験は古くから BMIにおいて行われ，その結果

に基づいて.一次系内FP移行計算コード TRAP-MELTが開発されf究乙れに対応する大

規様装慣による実験は乙れまで行われた乙とがなく，従って TRAP-MELTコードは未検証で

ある。

前記 USNRCでは.いくつかの事故シナリオの下における l次系内 FP挙動を TRAP-..(1)

MELT を用いて解析し報告してい.5'~その結果をお 4.1 K示す。

お4目 lはヨウ>tのみに芯・目し，ヨウ来が 100必 12 である犠合と CsIである協合の各々につ

いて配管炎l而への沈者を計算したものである。表中， TMLB事故シーケンスは PWRの小破断

-LOCA， ADはコールド・レグ， AD はホット・レグにおける大破断 LOCAをおす。また.

TCおよびAEはBWRのスクラム失敗によるトランジエント事故およびk舵断 LOCAを表す。

乙れに付加された数字 (AD-I，TMLB-l等}は破断位間が児るケースを示している。いず

れの場合ら炉心より上に水はないとしている。乙の4むから，破断位inによって a次系から俗納湾

総への放lil率が大きく興る乙とがわかる。また乙れらの計算も一定の事故シナリオの下に仮定さ

れた流体条例・の下になされたものであり，流iili~が変れば結果は大きく変わる乙とが F怨される。

l次系内のFP挙動を実験的lζ明らかにするため， MARVI KEN -V ，jf・l刈が現在企られてい

る。乙の‘Jhl!IIは偵擬FP(気体状およびエアロゾル状)を用い次系配管内の移動現象を期実

的同開しようとするもので・ある守

4 2. 3 絡納容掠内の FP挙動

m納裕6~内の FP の号言動』ζ閲する研究は乙れまで.気体状ヨウぷ(Jë~長jA: .および有機ヨウね

を中心IC.なされて来た。絡納容総スプレイのヨウポ除去効果は有機ヨウポを除く気体状ヨウポ

{す伝わち元索状ヨウ来 12)附して極めて有幼であることが訂正されている抑また，事故(24)

時の絡納容探内のヨウ索本動を求める計算コードも開発され，実~I試験の結果を用いて検証さ

れている。

スプレイが不作動である場合でも.浮遊性の放射性物質に対しては自然除去mfi')が働くこと

が均lられており.段近f聞を集めている?}仰発性物質であるヨウ来は緩めて化学的1<:活性であ

り.絡納容Mのペイント妓 J:に沈むしやすL、。ヨウ素の沈7JJf1象は二紺舶の機構が考えられる。

その一つは LOCAU!jの水鶏気が冷い唆而J:で凝縮して水になる時.ヨウ索ガスが水蒸気と共に。6)繋而IC スイープされ沈有する現象であり，他はヨウ d;ガスの!i~I(ñへの拡散tt7fである。

・Ji，怖納容35巾IC.欣111された FPは大部分がエアロソツレの!f;をとるであろうが.エアロ・ノ。ル

漉度が低・い問はJ手迎状態を続け.1予討に除去されなL‘。・ノ~i;:;j濃度のエアロゾルは.枝子問の衝

突輔m斜1mでその的筏を削大し.編めて沈降しやすい状態と江る。この現象は.tl.4辿炉の火災11与

に猪JJ~するナトリウムエアロゾルの挙動11:よ〈似ており，そのメカニズムは多くの実験とコード(27) ~. • ....~

による計慌でかなりの'~I!tまで解明されている。同4.<1 Iま谷保内で浮遊しているエアロゾル村

• 1) 円然除去メカιズムと1:1:， 1仁:~;学F的1安E余』系F品g の悦他およぴ刊作:蜘.イ不4刊

によりf日1然』にCFPが除J去占されてい〈現司象己をいう@

-78-

JAERI-M 82-039

. x r • •

: FP li , 3 y 7 ij - hx r a yV

, SCD !P*feT?(4maj!iirS*(i*fc 0 ©xr a •/^SK^ffiwrig < tt5

or-, j:ra-/>uBg©i*/^s«jiSiiie/c«tsgi?SBs±*1W^n, FP

4. Z 4 FP

. BWR

; . PWR t?

>5O PWR

J9S0 BWR © J:?^m

1«7 -f y*«

TMI -9f&Tfi CVCS (ff '^fMW^J ©

za ttz, TMI -iIfttt?liftlfl:J!S©*SL^^'3BltJHL/: l i> ; / f t a i** ty«X7 '? | j ( i)?a!;il?^icftf/a-L^o ^©B$/?A-C(i*S*4©^filtS«Wlflli*/i11e-3 Ti^-f. FP © l >tz hUfao /; fc© NflHW??J!8 tKJ^wPSdA^^Ttt fritzCtli&tt I:

S C D -qtSceiiW?f0-1»tt >^ 'J * ic t>i f < FP

KffiJJijc. PWR

9 f'l-. BWR (co t i r 5 f tO* r 3' 'J lc»ft/:« *4.2 icWftfl)* ra* y

- 79

JAERI-M B2-039

(~7) 子iQ度の減説半減期を示したものである。すなわち初期エアロゾル濃度が高ければ.エアロゾ

ル聞の衝突凝集効果により沈降が大となり.減衰半減期の術は小さくなる。 -Hエアロゾjレ濃度

がtLtくなれば.半減期の仰は大きくなる。

信心融体がff.)l容器をt'l泊した後では，融体とコンヲリートの反応;により大fitのコンクリート

エアロソツレが発生する。乙の場合， FPの放1I1速度は融体の温度11:従って図4，2のように挙動す

るか活かは現在のととろ不明で・ある。融体から般IIIされた FPは，コンクリートエアロゾルをf昼

休にして浮遊すると考えられるが.正確にその現象を犯仮した研究は見当ら江L、。もし，このよ

うfJJI}象が事実であれば. SCD事故では単位倣射能あたりのエアロソツレ濃度が極めて高くなる

+1)ーーので.エアロ・ノVレ聞の衝突凝集効果による自然除去か行われ. FPのro境放111はかなり符滅さ

れるものとJ5・えられる。エアロソツレの衝突髄WIC閲する研究に比べると.もう一つの自然除

去メカニズムである水蒸気がエアロゾルを舷?とする籾象に起因した務状エアロゾルの沈降に閲す

る研究はfflli:のととろ比較的少ない。

4.24 FPの廊崎漏洩締路

期行の安全審J!ttl1針では.いくつかの FP漏洩符路が想定されている。まず冷却材災失事故の

鴎合.僚納谷おからの漏洩i唱を PWRで・は事放時のi両大圧力で評価し.BWRで‘は圧力抑制系の

減ff.をT.'!位ICいれた設，11・上の最大i漏洩<t1をとっている。また. PWRでは事故期間中IC線動する

とJ5・えられている何街ro系から制iWJfIl家への冷却水の漏れを布厳にいれている。 PWRの涼気発

't:lli伝熱'i'i'の自主m事故では.蒸気発足1:.探を隔離するまでは 2次系への 1次冷却水の流入があり.

2次系の11ソJが 1:押すると漏洩あるいは逃がし弁の開放があり得る。 BWRのt蒸気管白書断事散

では.I:n主主mが防納容器外で破断したと仮定し.隔離弁か閉鎖するまではU;l子炉ill家内IC冷却l

水が流rllするものとしている。

的子炉の*放においてr.J境への大ほの放射性物質の漏洩は修納容ll~が械的しな L、かきり考えら

れ芯いが.開 T-tJ1住家あるいは補助建家Kl'J:i回している 1次系ラインが漏れ/jlJ射性物質が国境に

倣111するE車中はかなり大きいものと考えられる。 TMI事自立では CVCS (化乍体的制御系)の

舵符や機掠の漏洩により FPが補助建家に欣Iilされたわけで棉納終日目からのl百僚の漏洩は'1，じて

いなかった。また. TMI iH依では加Ff:loiの逃し弁からiJ!fII1した l次冷却水をサンプポンプで物

納谷:.I~!1lJJから補助ill~誌に愉.iliした。その時点では燃料の大腕棟な破仰は*，こ起っていず. FPの

m崎放IIJにはいたらなかったもの、棉納符総と舟崎の隔離が完全でなかった乙とは設計 bのiJi:大

な欠陥であろう。

SCD i)l自主ではm行の'Ji故シナリオにむとずく FPの漏洩秤路に加えて，絡納符23の破flIまで

./5'・噂した漏油締路を綱雄しなくては江らほL、。ヲスムッセン軒I{!;，c2B)では FPの倣IfHiTfヰ1と欣rfl

1品の解析を行った車/1m. 公衆へのリスクが大きい絡納容器の機fr~政弘ぷJÎ/Jcm~良を O1ft:Jn手術内

の水蒸気爆発.@水品;燃焼と水然主i過11:による絡納符?，gの破fll.()の物納谷22の隔離がなされない

ケh ス，(4)仰を納符協のl'!milc分知した。それらの事的事象をFPの/iklll形態別，r:PWRについて

9 f'I:. BWR について 51午のカテコt1) IC分けた。I(4.210Ii般のカテゴリーと似射能のが'Ill形態・

を示す.解析の紡耳L行カテコVのlilc11 l/if. tf!とそのfilctlll誌をJ;<1， 3のようにr，t:/Ilした。 ζのよう

な.11・11の棋院とはる FP 郁動1.:1閉する知識がm~えでは傾めて不ト分であることは44fJtの行J~iでilli

円 79戸

JAERI-M 82-039

. ttzfom®%sfim&-Z&Zigi& (PWR - 8,9 fc 5)

4. 2. 5 FP

. FP

* i f c 0 [34.241.

. Am. CmKS«coi»rfe^-KRLA:o 1000 MWe . 1000 y ^' y h 'J - £ • DC H AI N - 2 3 - ^ ic J; 0 * « > .

«»fLOCA BJffl«S |*iaKlcfi5L:

Tiif ffi L fc).

Csl

COSMOa- K 2 4 ) ICJ:0*«» / ;O B|4. 5 (C

Csl £ L •Ctt!lJ$

r t* < £ ©iE L-cims-cr -5. ^ 4.4 ic * 7° u A mm i «i

*m* vuu 15.

*IC l >ft'Cl4kf*«affi'&*», *fflfflffijc*iffl5 L /: FP Mh&m'Cttim'&'tttHic FP ^Xft-T-5 fc

©4 Lfco ai'fltoiiijffit LT. F P I J 3 y ? ' J - M 7 n vOncfte L

M4.6IC kfflfi LOCA (ECCS. tomn®7.7°i<"t itT-mi)) ~C.

- 8 0 -

JAERI-M 82・039

べる週りであり.乙の哀の精度はかなり粗いものである。それを考慮しても.2H3から炉心溶

融IC至る場合とそれ以外の羽合.また格納容器が健全である場合 (PWR-8.9および BWR-

5 )とそれ以外の幼合で放山政射能量は数桁の~~がある乙とがわかる。ラスムッセン報告では.

格納容器の健全性が倒なわれる開国として水蒸気爆発.内圧荷ID，熔融問通等の他11::，機25の紋

陣や誤操作のため格納容探の隔離失敗IC至るt見合も指摘している。

4.2.5 FP放tl.lfilの計算

乙の報告書では.前記したラスムッセン報告とは別IC単純化された SCD事故シナリオの下

でのFP放出挙動について計算を行った。計算の詳細lは付録BIC記したカえ乙、では計算のモデル

と結果の-$を示す。計算の目的は， FPの挙動が現在の知識でどのような評価が可能であるか

を犯搬する乙とにある。

IIIjlC L述べたように.燃料から放lUされる FPt車種について放出速度が温度の関数として提示

された ζ とで(図 4.2参照)，事故シナリオIC沿った FP放出の定B的評価が可能となった。

FPIま希ガス.ヨウ$およびエアロゾルをとりあげ，その放出過程を図 4.2の脱出学動に従うと

考えた。図4.2ql. 8種矧IC分割された紘種のうち放/ll挙動が不明なものは周期律表上から同族

または近いと考えられる元素のデータで代用した。 FPの環境放出で趨ウラン元素が問題と江る

可能性もあるので Pu，Am， CmW樋についても考慮した。 1000MWe， 1000口述転の原子炉30)

を対象にして燃料中の各 FPW種のインベントリーをDCHAIN-2コートにより求め.大

被斯LOCA時の燃料棒温度に応じて FP が 1 次系内IC~/lJされると仮定した(第 3 ÿ:の大破断

LOCA 時の燃料温度胸臆の怖を用いて評価した}。

炉心融{本が[f.Jn予22を貫通する以前では.希ガスとヨウ索{一郎はセシウム}以外の般tHされ

たFP館禄は何発性が低いので令て圧力容器内$と l次系配管内に沈有するものとした。ヨウ訴

のit宥は h の局合と Cslの幼合について表4.1IC示した備で配管内IC沈着するものとした。

格納容舘内の FP 挙動については，スプレイ作動およひ不作動の両者の期合について~.・慮する。，24)

スプレイ作動によるヨウ来除去の計算は COSMOコートにより求めた。図4.5IC，ヨウ系が絡

納容器内/CCslとして鰍IHされた幼合の格納容総スプレイによるヨウ索現度の減長過程を示す。

スプレイが不作動の崩合は，ヨウ来・およびセシウムは明l師沈着等の自然除去メカニズムで減公し

てゆくと仮定してJ十n:を行う@お 4.41Cスプレイが作動しないnl合.事故から 3時間符過した時

点のヨウR.の肱射能分市を示す.乙の局合.物納符W~内fC i'P.irtするヨウ素の欣射能は.初!切に帰

納谷l~円/C1h1Uされた脱射能踊の約 'I~分まで減表するe

継体がfE)H李総を1'fit!iした後のFP'Þ動の31・l1- ICおいては.融体ーコン?リートl'lJli作用を~・

，*，1'いれて継体説度合*め.その揚度"対応した FP放/Uit度で怖納容25内ICFPが分散するも

のとした.継体ーコンクリー卜相互作仰により発生したコンクリートエアロソツレ1;1.同4.4/C:示

した字紙期τ・総説するものとしたo3mのliil鎚として. FPはコンクリー l、エアロゾルIC付おし

τ挙動ずるものとするo FPを含むコンクリートエアロゾルの先生日は側めて大きいので(第 3

苧の触体ーロンクリ{ト制収作m参照).嶋納容船内 IC:分散するエアロゾJI'~度は大きくなり ti

/C衝突崎製して純子保をt骨太させi'.t降してゆく ζとになる。

同 4.6/C. 1¥舵断 LOCA(ECCS. 帰納干手術スプレイは不作動}で.恥心がfE)}容6.~を l'I ìt!i

-80四

JAERI-M82-039

(Xe, Kr) (i li LOCA B$lc&mi*»&&!M!g8gP9lcSJr|i}Sn5#.

L f c . HI 4. 6

•> £ 4-fe •> * A

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FP

C4

SCD -ji«t«Fp FP

FP , WIC a 0

- 8 1 -

JAERI-M 82-039

した場合の帰納容6;j内の浮遊性FP核組の放射能(キュリー数)を時聞に対して示した。図 4.6

において.希ガス (Xe.Kr)は事故の初j切に全て格納容器内Ic}jjrruされる。ヨウ素とセシウム

は LOCA時に破断仁Iから絡納容器内 IC放出されるが.~雪崩等へのitお4で寺';'1二その放射能漉度が

減少する。炉心融体が11:力容探の底部をl't泊した時点で.ヨウ索とセシウムの放出は一時的に.t{t;1

加するが.その後はコンヲリートヱアロソVレと衝突凝集して急速に沈降してゆく。図 4.6のヨウ

素およびセシウムのiil'r，t:においては.岡修柑:がコンクリートエアロゾルを担体として学動するも

のと仮定したが，もしこのような担体化現象がなければ，ヨウJRおよびセ νウムは表 44 ，ζ示し

た前IC近くなると~.えられる(セシウムもヨウ素と同じ速度で減衰すると仮定した)。したがっ

て.h4. 4 と図 4目 6 のヨウ~.セシウムの減衰i虫度lζはかなりの去があり，実際の減者速度は両

省・の巾にはいるものとJ5・えられる。希ガスとヨウ素.セシウムを除く他のFP骸慨は.融f本が任

}J~2~を町通し.コンクリートベデスタルと反応した時点から絡納容器内に放rll されると考えた。

FPは.先iζ仮定したi!!iりコンクリートエアロソツレと衝突凝集して沈降してゆくが.1侍聞が符過

するとコンクリートエアロゾルの濃度が薄くなることに起因してその減去.iai皮は比較的速く江る。

融休ーコンタリー卜制Ii.作用時に放出するFPは，比較的探発性の低い絞種(ヨウ素とセシウム

は除く)が多く.長期聞にわたって継体からの般Iilが続く。長期的にみればこれらの紘極の浮遊

物の放射能がSCD!Ii放の{;'f.佃においてill要になってくる。

以上のamtti!尽により. SCD事故においても政Hlされる FPの般射能は DBA時の評価と同

僚に添ガスとヨウょが支配的である。しかし. SCD事故でli.比較的抑発性の低い長半滅期の

篠崎を含むエアロゾルが長期間にわたって絡納容都内に浮遊する乙とがわかる。

4. 3 現象理解と問題点

以上はて米fこように. FPの問題は SCD事故!悶.iiI!のものに絞っても仰雑多岐であり.敏:flfil

をよF価する 1:で十分なfI'i皮を持って31'11.できるのは全FP存政fit(インベントリー)のみである

といっても~;:ìではなL 、

しかしこのことはl内ちに令ての籾象が十分な精度をもって明らかにされなければ評価ができな

L 、ということを怠味するわけでは々PoかりにFPの放JIlおよび移行に附するデータがすべて幣

備されたとしても.これを用いて.J1'11.される FPIsrll日はある特定の事故シナリオのドでの仮定

δ れた知的条f'l: fの仰であり r実際J の 'l~紋における放 IIl l.lの評価に1'1\ う不怖かさを除く乙と

はできない。

このようは観点から FP 政 IIIIC関する請データ Iζ.g.i:j~される紡 1.lI: とは .ro時点では実験的lこま

ずオーダ[が完全に信頼できれば満足すべきであろう。燃料からのiAM!I:依存 FP放111'ドデータ

(同 4.2参問〕についていえば.希ガス.ヨウ来などの元来はこのレベルlζ近いが，その他のA

*i7" Ii令I~になおかなりの附度改普・か必留と./5'えられる。

sco 'Ii散のFP肱111，1';価11:際して./t{ tllがデ忽!される FPieAiの械販が多いことも/IlJIWを仰

維にしている。しかしこれもすべてのFPえよ11}に脱出中が明らかになる必却はなく，周期iI!お

から./5'えたグループ旬Ic/~Nj乙 fp;のJj~tll*が私らかになれば1'1的がjjlせられるであろう。

1/" Illiii I!tのずータ以 1:ICJlIJ刷があるのは.燃料から Ij~t l\ される FP. 刊にヨウポの化'下Jf~1ζWI

司 81-

JAERl-M 82-039

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- 8 2 -

JAERI-M 82-039

する知見で=ある。ヨウオ;が水蒸気中IC紋Ulされる時のイt学形が元来状であるか C品1(あるいは両

Jj)であるのは.その後の l次系配'i'i'および俗納容認中での挙動を左右するので.その存缶百リ合

は温度の!羽数として明らかにされねばならない。

1次系配管中でのFP挙動は，燃料から放111された気体状FPがエアロゾル化する均隠および

エアロゾルの情的1へのit?:"i;あるいは沈降によって大きく左右される。特ICI 次系配管中のように

水蒸気の流述が大きい条件下でのエアロゾル併動1 1: 1~1する知見が不足している。したがって l 次

系配行を筏備した大規模実験を行うと J~Iζ. 解析手段の充実が必要であろう。

絡納谷:?~Iflの FP の挙動のうち，元来状ヨウヨ~IC対するスプレイ系の~}J*は|う?に明らかにさ

れているjn)パ叫(叫しかしスプレイ系はエアロゾルlζ対しでも除去効果がJUJ待されるが，乙の

1(liの定日的なデータは比絞的少b 、。エアロソVレの自然除去過胞のうち.衝突凝~効*については

高速炉の安全性分野で僻究され.羽存するいくつかの.if'P.コードでも良〈扱われているが{27)水

蒸気の絞凝縮によるエアロゾル除よ・効果については知見が卜分でなL、融体ーコンタリート反応によるコンクリートエアロゾルの学動については，エアロゾル本動の

不確かさよりも紋射性エアロソVレの sourceterm 1;0:1日lする知見が不足しているために[評価が難

かしくなっている。乙の1(0でのデータの充実が明まれる。

m納手宇部からの FPを含む気休の漏洩率は現行安全審査指針で一応の数li1iが'].えられているが，

乙れらの数怖を大きな内11:が予定1される SCD事故に適用するのは問題がある。

絡納容認がfJ!i・mした場合11:は，ラスムッセン報告でも述べられたように環境に対する汚染は桜

めて大きくなる。乙の対策としては， 2 つの}j法が考えられているが，その 4つは改良't~協納容

認の採mであり.他は避錐対策の6Tf.\7.であろう。乙、でいう改良市桃納谷?~とは. DBAを越え

る撒附いても健全性;制約制締結をもっ剛容~~である?現在，米[!\凶よぴスエーデンでI;!. IJ~ b (j守Jと巧えられるべント型綿納容tlii・2)，ζついて研究を/JIl紛ιている。

以上の説明は令て防納終協がら FPが漏洩するものとして言及してきたが，実際11:は同 4目 lの

FP般:11シーケンス IC示すように31傑作や設，ll"1:の見洛しから54休状およひ'液体状の状態でFP

が.;.;米は I~J じているべき 1 次系から(1'[接1.H克へh!i lll される iiJ能性もある。乙のような羽合の定r.t

的なI泣いは傾めてむずかしいが，倣11Ifjlの J:限を何らかのかたちで針r:定する乙とが必密である。

44 研究..8

(A) 俺先慌が117iいもの

1> FP舵Ifli邑仰の，1十11コ【ドの間免

インベントリ汁官官.ii!i常A帥五時のギャップ日11へのFPの修行， il~故H与の燃料からの肱JIl， I i欠

系・防納存協円ヘの肱111(除去泊仰も~む}および悶出版III を給ぶ・辿の FP のや動を，W\1する

コh ドの開発である。

.2) ベント烈物納'(;昨日と/:. SCD '/i欣などで物納干;~~I'l仰が耐1 1:以 J:になったJlM~でも対処できるよう

物納得税Iζ通21孔をつくり.設定lt:lllci主したう.¥10本を地主(fLIJ・ら外部tζベ〉ト L. ).，:1，1ωI!.JlJI'I物tf

-1'7-(ル?'C処悶!するJj式をもっ附納符縦である。

-82-

JAERI-M 82-039

2) ammmmn^gryumHictiHa FP

i t ,

3) l ft&wco FP eslT

MARVIKEN

(B)

i) teiftggSR®XT o • / ; i / ^ « * i L i f t . < Sl<*^!ifcl?fS 5 BJIittOftS fccotifff *'x

4.

- 8 3 -

]AERI-M 82-039

2)高燃焼度燃料の向詰占領周における FP放Hl実験

高燃焼度燃料をホットセル中で高温加熱 f融点近傍まで)して，破裂日又は人工穴からのFP

ðlrlll 鼠を測定すると共I~ 特』ζ ヨウ本については化学形の同定も行う。

3) I次系内のFP移行椀擬実験

いくつかの代表部~fl化学:績を微抵の放射性絞樋でラベルし模擬 l 次系内iζ放IHするJii去によっ

てζの実験が司能である。 H欠系配管中の FP挙動についての大規続実砂は現在 MARVIKEN

で'Jtl曲I中であり.本Jii判への参加は:C<義があろう。

!日優先度がや、低いもの

1) 伶納容22内のエアロゾル臼然除去過程の実験

全FPj己来のうち燃料から脱出後なおしばらく気体状態IC閉まる可能性のあるものは希ガス・

ヨウ，f;のみであり.他は全て111ちにエアロゾル化すると考えられる。 fEJJ容器1'fii!j後.融休ーコ

ンデリート反応が開始すると.大f/tのコンデリート・エアロゾルが発生するので. FPはとれを

tJlf.おとして挙動するとJ号えられる。 ζれらエアロソツレ状のFPは水蒸気の核となり粒径を地大さ

せてかはりの部分が沈降していくととが期待できる。との現象を比較的大規倹な装問で実証する

必要がある。

自 83-

JAERI-M 82-039

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-85-

SUi-lMARY OF TRAP PREDICTIONS OF IODINE DISTRIBUTION AMONG THE FOUR STATES

1 00 as I i

Case

THLB'-I

TMLB'-2

TMLB*-3

TMLB'-4 AD-1/2

AD-1

AD-2

AD-3

AD-4

AD*

TC AE

(s)

1320

1320

1320

1320 600

900

900

900

600

800

3025

6050

12 Released to Containment'3'

(*)

>99

>99

>99

>99 >99

>99

>99

>99

99

>99

95

>99

Csl Released to

Vapor (%)

0.4

0.4

4.3

22.5 1.3

10.8

11.5

12.4

11.3

86.1

8.6

24.2

Containment , » ,., Suspended10' lD; Particles

(%)

92.6

92.8

86.1

40.2 80.2

70.7

53.7

26.2

22.8

13.6

44.6

64.6

Csl Retained Deposited(d)

(*)

6.2

6.3

9.3

37.1 18.0

16.6

33.9

61*. 1

51.9

0

45.9

10.6

Vapor Control Volumes

2

2

2

2 2

3, 2, 4

3, 4, 2

3, 4, 2

7, 4, 3

NA 2

2

in Primary Deposited^ Particles

(%)

0.7 0.5

0.3

0.1 0.3

1.6

0.6

0.1

13.8

0.1

0.7 "0.3

Control Volumes

2, 4

4, 2

4, 2

2, 4, 3 3, 4, 2

3, 4

3, 4

5, 3, 2

5, 7

2

3 2, 3

(a) Percent of Ig mass released from fuel which escapes to containment.

(b) Percent cf Csl mass released from fuel remaining in vapor state.

(c) Percent cf same deposited on surfaces of suspended particles.

(d) Percent of same deposited on primary system surfaces from vapor state.

(e) Percent of same deposited on system surfaces via particle deposition mechanisms.

1 s 00

ヨウ索の 1次系内沈着挙動の計算表4.1

E

、.，，，EEF3

=

e

一oe

E

r

k

-

r

m

E-AU巴d-i'EMHU

-

-

曲

、

由

、

-

帥H

胃

E

--ゐL司

E-anuhu

園

字

、

.piwFlvHu-

-HVLea

・司・』

伊'一nU6L-

SUFnvr-

m剛『

arMau-

JEERunr-

、E

，

E-z

n

v

-

-

，，、

nH-・1

」u

-

-

e

-

T

E

S

nHT

‘，-nv白、

・1TG

一r

m

a71

一tu

t-d-nI

E-e-OO

R-tr-cv

守、・nu-

TAFミ4nu--

CJ-huau『

pu-nvHUE-

一

-E

SUI.iMARY OF TRAP PREDICTIONS OF IODINE DISTRIBUTION AMONG THE FOUR STATES

CsI Re1eased to Cont.ainment ，-，

Va附 {b);:::?:1:γ(%) (%)

12 Re1eased，!c Containmentldl

(%)

t f (s)

宮田T玄∞

γog

2， 4

4， 2

4， 2

2， 4， 3

3， 4， 2

3， 4

3， 4

5， 3， 2

5， 7

2

(%) Case

0.7

0.5

0.3

0.1

0.3

1.6

0.6

2

2

2

6.2

6.3

9.3

37.1

18.0

16.6

92.6

92.8

86.1

40.2

80.2

0.4

0.4

4.3

22.5

1.3

10.8

>99

>99

>99

1320

1320

1320 TMLB・-1TMLB・-2TMLB' -3

TMlB・-4AD・1/2

0.1

13.8

3， 2， 4

3， 4， 2

3， 4. 2

7， 4， 3

NA

2

2 >99

>99

1320

600

70.7 900 AD・1

33.9

61..1

53.7 11.5

>99

>99 900 AD・2cx>

'"

51.9

26.2

22.8

12.4

11.3

>99

、99900

600

AD-3

AD・4

AD* 0.1

0.7

.0.3

。13.6 86.1 800

3

>99

95 2 45.9 44.6 8.6 3025 TC

2， 3 2 10.6 64.6 24.2 >99 6050 I¥E

Percent of 12 mass re1eased from fuel which escapes to containment. (a)

Percent rf CsI mass released from fuel remaining in vapor state. (b)

Percent rf same deposited on surfaces of suspended partic1es. (c)

Percent of same deposited on primary system surfaces from vapor state.

Percent of same deposited on system surfaces via partic1e deposition mechanisms.

(d)

(e)

JAERI-M 82-039

Release Categories Used in WASH-1400

4. 2 WASH- 1400

nk tti m m ft m (Release Category)

PWR

BWR

1

2

3

4

5

6

7

8

9

1

2

3

4

5

*g life

//

//

fj

/ /

/ /

/ /

»

It

//

/ /

f i

rt ffi ± -#

n B: ± 'M-

//

fit ^

F ft i)

T- ft if!

ft fi

K ft ®

ft ifi

F ft I*

ft K)

ft tt

ft id

^ ft id

F ft id

ft id

ft if!

ft lid

if #

DBA-LOCA

FP tiftWin'tii

DBA-LOCA

ftid L r fc^j«

, PWR CCTT, Lfc

- 8 7 -

JAERI -M 82-039

Release Cate耳ories Used in WASH -1400

表 4.2 WASH-1400における放射能放出形態分類の概要

放出形態分煩炉，心状況原格健全因納性容喪器失考

CRe1ease Category) (注)

PWR 溶融水蒸気爆発

不作動により破損

2 " 内!王上昇不作動により破摘

3 " " 作動

4 " 隔離失敗不作動

5 " " 作動

6 " 熔融貫通不作動

7 " " {乍動

8 被組管破損隔離失敗作動

9 " 健全作動DBA-LOCA に相当

水蒸気爆発BWR 溶融

により破損不作動

2 " 内圧上昇

不作動FPは格納容探

により破f目から直後肢Hl

3 " 11 作動FP は絡納容~i5建屋から紋IIJ

4 " 密び閉裕不融良質お週よ {午動

5 被槌管破損健全作動DBA-LOCA K相当

一ー』ーー一一一一一一一一一一一一

uu般射能除去系として考・えられている主要なものは. PWRでは格納符探スプレイで

あり. BWRでは.ii!i常時排気系，非常用ガス処河系である。ここで，不作動とした

ものには，作動しでも有効な機能発揮が期待できないケースを含む。

-87-

Summary of Accident Involving Core Melting

m. 4.3 WAS H -1400 it *>• v h wm

Release Category

PHR 1

PHR 2

PHR 3

PHR 4

PHR 5

PHR 6

PHR 7

PHR 8

PHR 9

BHR 1

BWR 2

BHR 3

BHR 4

BHR 5

Probability per

Reactor-tear

9*10"'

8xlO"6

4x10-6

5xlO"7

7x10"'

6xl0"6

4x10" 5

4xlO"5

4X10"1*

lxlO"6

6xl0"6

2xl0"5

2xlO"6

lxlO"1*

Tine of Release dr.)

2.5

2.5

5.0

2.0

2.0

12.0

10.0

0.5

0.5

2.0

30.0

30.0

5.0

3.5

Duration of

Release (hr.)

0.5

0.5

1.5

3.0

4.0

10.0

10.0

0.5

0.5

2.0

3.0

3.0

2.0

5.0

Warning Time for

Evacuation (hr.)

1.0

1.0

2.0

2.0

1.0

1.0

1.0

N/Ad

N/A

1.5

2.0

2.0

2.0

N/A

Elevation of

Release (Meters)

25

0

0

0

0

0

0

0

0

25

0

25

25

150

Containment Energy Release

(]06 Btu/hr.)

520a

170

6

1

0.3

M/A

N/A

N/A

N/A

130

30

20

N/A

N/A

Xe-Kr

0.9

0.9

0.8

0.6

0.3

0.3

6x10"3

2x10"3

3x10"6

1.0

1.0

1.0

0.6

5X10"1*

Fraction of Core

Organic I

6xio~3

7xlO~3

6x10" 3

2x10" 3

2xl0"3

2x10"3

2xlO"5

5xlO"6

7x10"9

7xl0"3

7xlO"3

7xlO"3

7X10"1*

2xl0"9

I

0.7

0.7

0.2

0.09

0.03

8X10-"

2x10"5

1x10""

lxlO"7

0.40

0.90

0.10

8X10"11

6xlO" u

Cs-Rb

0.4

0.5

0.2

0.04

9xlO~3

8X10""

lxlO"5

5X10-"

6X10"7

0.40

0.50

0.10

5X10"3

4xlO"9

Inventory

Te-Sb

0.4

0.3

0.3

0.03

5x10"3

ixlO"3

2xlO"5

lxlO"6

1X10"9

0.70

0.30

0.30

4X10"3

8X10"12

Released

Ba-Sr

0.05

0.06

0.02

5X1O"3

lxlO"3

9xlO"5

lxlO"s

lxlO"8

lxlO"11

0.05

0.10

0.01

6x10""

8x10"lk

Pu"

0.4

0.02

0.03

3xlO~3

6X10"1*

7xlO"5

lxlO"6

0

0

0.5

0.03

0.02

6x10-"

0

Lac

3X10"3

4x10"3

3x10"3

4x10""

7xlO"5

ixlO"5

2xlO"7

0

0

5x10"3

4x10"3

3X10"3

lxlO""

0

I 3 1

S 1 0 w tn

A lower energy release rate than this value applies to part of the period over which the radioactivity is being released. b Includes Mo, Rh, Tc, Co. C Includes Nd, Y, Ce, Pr, La, Nb, Am, Cm, Pu, Np, Zr. d Not applicable.

[Reference : HASH-1400]

SUIlUIlllry of Accident Involving Core Melting

)【

E

-

-

n

z

一

時

y直也一i

国

quUてM

U

0

6

1

3

A

A

A

A

O

O

O

A

A

-UE臼

t

一27

・J

I

I

-

3

3

2

1

j

aMlB

一51

0

N

N

N

H

1

N

N

tEe

一

B

R

6

-

o

o

-

FiM

唱』{

WASH -1400における事故形態別放射能放出量計算値

Fraction of Core Inventory Re1eased

Organic z

E1evation of

Re1ease (Meters)

表 4.3

Wa1:ning Ti田 for

Evacuation (hr.)

Duration Time of of Re1ease Re1ease ('11:.) (hr.)

Prob・bil1tyRele・se per Category Reactor-Year

]〉切河同

1富田Mio

一w由

C La

0.9 6><10-3 0.7 0.4 o.品 0.05 O.品 3><10-3

0.9 7'10-3 0.7 0.5 0.3 0.06 0.02 4x10-3

0.8" 6"10-3 0.2 0.2 0.3 0.02 0.03 3xl0・3

0.6 2"10-3 0.09 0.04 0.03 5x10-3 3'10"・・3 4x10ー匂

0.3 2xl0-3 0.03 9'10-3 5'10-3 1xl0-3 6'10-4 7><10-5

0.3 2"10-3 8"10-怜 8"10-与 1 "10-3 9><10・5 7"10-5 1><10-5

6><10-3 2"10-5 2"10-5 1'10-5 2X10-5 1x10-6 1"10-6 2x10'・7

2XI0-3 5X10-6 1-10-匂 5xI0-匂 1-10-6 1-10-8 0 0

3><10-6 7><10-9 1><10-7 6><10-7 1><10-9 1><10-11 0 0

1.0 7><10-3 0.40 0.40 0.70 0.05 0.5 5><10-3

1.0 7X10-3 0.90 0.50 0.30 0.10 0.03 4xI0-3

1.0 7><10-3 0.10 0.10 0.30 0.01 0.02 3xI0-3

0.6 7><10-島 8><10-匂 5xI0-3 4'10-3 6'10ー匂 6'10-匂 1><10-4

5xl0-匂 2'10-9 6'10-11 4'10-9 8'10-12 8xlO-1.. 0 0

p} Ba-Sr Te-Sb Cs-Rb z Xe-Kr

5

0

0

0

0

0

0

0

0

5

0

5

5

ゆ

2

2

2

2

』

1.0

1.0

2.0

2.0

1.0

1.0

1.0

N/Ad

N/A

1.5

2.0

2.0

2.0

N/A

5

5

5

0

0

0

E

5

5

0

0

0

0

0

-----------

auau'ム司

3tu守

aununuau-4'J

司

3

内

4

E

J

'A'A

2.5

2.5

5.0

2.0

2.0

12.0

10.0

0.5

0.5

2.0

30.0

30.0

5.0

3.5

9><10-7

8"10-6

4x10-6

5xl0-7

7x10-7

6><10-6

4"10-5

4><10-5

4><10-4

1"10-6

6x10-6

2x10-5

2xlO-6

1"10-匂

mmmmmmmmmm鵬

蹴

mm

ー∞∞i

a A lower energy release rate than this value app11es to part of the period over which the rad1oact1v1ty 15 be1ng released.

b Inc1udes Mo， Rh， Tc， GO.

c Inc1udes Nd， Y， Ce， Pr， La， Nb， Am， Cm.， Pu， Np， Zr.

d Not app11cable.

[Reference WASH-1400]

JAERI-M 82-039

Activity of radioiodine in BWR containment vessel (llOOMWe) at 3 hr

without the containment spray in the event of the severe core damage

accident; the release fraction is I.=0.8, CH 1=0.1 and CsI=0.1 in the

large break LOCA condition.

^ 4.4

Total activity released in

the containment vessel (Ci)

Activity deposited in the

primary circuit (Ci)

Activity of airborne elemental

iodine in the containment vessel (Ci)

Activity of organic iodides

in the containment vessel (Ci)

Total activity of airborne iodine


Activity of liquid phase iodine


Activity deposited on the

containment vessel (Ci)

2.64x10

2.7x10"

1.04x10

1.58x10

1.2x10

9.0x10

5.4x10

8

- 8 9 -

JAERI-M 82-039

Activity of r.adioiodine in BWR containment vesse1 (1100MWe) at 3 hr

without the containment spray in the event of the severe core damage

accident; the re1ease fraction is 12=0.8， CH

31=0.1 and Cs1=0.1 in the

1arge break LOCA condition.

表4目4 BWRの格納容器スプレイが不作動の場合のヨウ索の放射能

Total activity released in

the containment vessel (Ci) 2.64x10

8

Activity deposited in the

primary circuit (Ci) 2.7x10

6

Activity of airborne elemental

iodine in the containment vesse1 (Ci) 1.04X10

8

Activity of organic iodides

in the containment vesse1 (Ci)

勺

rnu

唱

E--x

nmu

F

、“• 唱・4

Tota1 activity of airborne iodine

in the containment vessel (Ci) 。。nu

唱EA-x

司

4• 唱EA

Activity of 1iquid phase iodine

in the containment vessel (Cij

勺

rnu

噌目目ax

nu • nu

Activity deposited on the

containment vessel (Ci)

勺

rnu

噌目目ax

nu『• p

与

-89-

• " 1

(i«ffl»ffi)

(tetPMttii)

awe

T s

Sequence of radionuclide release

H4. 1 FP

】〉凶

mHl玄

由

M10ω由

一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一-154EF一つibEE--寸

ミ白Cコ

〔液相放出 7

(以後両と同寺町

一一一一一一一一一一ー一一一一一一一一一J

Sequence of radionuclide release

FP放出のシーケンス図4.1

JAERI-M 82-039

in)

£

o

fro

cli

A

NT

(

t-

CO

I1

ul

5 C£

UJ in 4 UJ - I UJ a.

10'

10°

101

lO"2

to"3

10-*

to"5

io-6

1 1 1

Te. A g ^

/ / / / /

1 1 1 S

i

' /

S r /

I

1

/ / Zn/

R u /

I

II I

/

1

OHNL-DWG 8 1 - 1 7 5

1

'O

1 1

_—

-

-

1

BOO 1000 1200 WOO 1600 1800 2000 22OO 2<100 2600 2800

TEMPERATURE C O

PiiiSion product release rate cans tats from fuel-mnoullieil curfyt!.

m 4.2

RELEASE TO REACTOR BJILDING

LIQUID

20% IODINE 40% CESIUM 1% STRONTIUM, BARIUM

GASEOUS

70% NOBLE GAS 0.6% IODINE 41% CESIUM

REACTOR BUILDING

CORE RELEASE TO REACTOR CONTAINMENT STRUCTURE IRCS)

• 70% NOBLE GAS • 30K IODINE • 50% CESIUM • 2% STRONTIUM, BARIUM

TO AUXILIARY - BUILDING

LIQUID • 3% IODINE

• 3% CESIUM

GASEOUS • 5% NOBLE GAS • 10"% IODINE

TO ENVIRONMENT • 5K NOBLE GAS t 10'°% IODINE

Rcklit dictlonl 11 TMI-2

KI4.3

- 9 1 -

jAERI -M 82-039

ORNL-DWG 81-175

101

0

4

2

4

4

6

n

M

n

v

d

u

a

n

》

d

u

d

U

I

t

u

t

-

-

【

EE¥ε

。=uoと-ト

Z4』「凶20UMト4巴

凶

凶

4凶」凶巴

2800 2600 1600 ¥800 2000

TEMPERATURE ("C)

ritlsi，'".m proilllct )'clcuse r~ltE! canst臥tsf'roln fue]-~~fllocJlhell cU l' f~:I.

2400 2200 ¥'100 ¥200 ¥000

¥0・6

自00

燃料加熱における放射性物質の放出速度図4.2

AUXILIARY BUILDING

TO ENVIRONMENT

・5也NO日ιEGAS・10句 100lNE

REACTOR BUILDING

Rck:"1 r'.'UOlll削 TMI・2

TMI-2事故におけるFP放11J分本

-91 -

関4.3

1

JO

!

o o

10

id5

102

10'

A.I. experiments JAERI experiments"

10" 10* 102 103

Half life TVz (min) Relation between initial airborne concentration of aerosol

*nd half-life (T. ..) of aerosol concentration decrease

loonn.

"H ion

o.i

Concentration in dryw

Concentration i

Aerosol

11 sump

wetwell pool

:oncentration of Csl in gas phases of dr>*J( 1 and wctwell

i S

1.0 2.0 3.0 Time (hrs)

Concentration of Csl in gas and liquid phases in DWR containment vessel(llOOMWe)

during the containment spray under the large break LOCA; iodine release fraction

is I, =0.1, CM,1=0.1 and CsI=0.8

14.5

』〉開河【1

玄∞一N1DM国

AerosQ 1 I:oncentration of Csl in gas phases of dr)・，dl¥and wctwel¥

10000

..，臣、、00 巨

:J 100D，

副

ー-

t 司3・同

a 0"

E loo B ・0巴

・吋

2 0

・同

H

E 争』

巨ω υ z s

~ I ~ A.I. experiments :...-JAERI猷 mrhmh

104

1d

3.0 Ti..e (lIrs)

Concentration of C51 in gas and liquid phases in DWR containment vessel (llOmfWe】

during the containment spr8Y under the large break LOCA; iodine l'.，lease fracti町、

IS 12

口.1，CII31=0.1 and C51=0.8

2.0 0

• 1

I

0.1

103 10' t0

2

Halflife九2(min)

ld

一omO』@OLECO

一-o』宇C@ocoo

一O一宇一CH

ー

申

回

l

lotn 10'"

BWRの大破断LOCA時の格納容器スプレイによるCsIの除去図 4.5

Relat.ion bet.ween initial ai玄borneconcentration of aero501

.nd lIalf-life σ，】。faeroso 1 concent rat.ion decrease 、'1/2'

気相エアロゾルの初期濃度とエアロソツレ

濃度減衰の半減期の関係

図 4.4

JAERI-M 82-039

• O

+ X • 4" X Z Y

FPfiTC FPfiC ELH-31 FPfiC ELM-13 FPfiC El M-30 FPfiC ELM-32 FPflC ELM-35 FPflC ELM-33 FPflC ELM-29 FPflC ELM-21 FPflC ELM-22

{ TOTRL) XE KR 1 CS CE BR TE RU RH

X1 TXX1 XX'OKX-1 IXX1 I 10

0.0 0.8 3-2 4.0 4.8 1.6 2-4

Time (sec) x 10''

Activity change of FP released into the containment vessel in the

event of a core melt accident

g| 4.6

- 9 3 -

JAERI-M 82-039

TOT向L{ XE r KR ( 1 r CS r CE ( BA ( TE ( RU r RH

FP自TCFP向C ELM・31FP自CELM幽 13FPAC EI 11・30FPAC ELH咽 32FPRC ElH・35FP白CELH・33FPRC ELH・29FPAC ELH-2] FPRC ELH・22

目。&+×φATヌZY

]09

]08

、，nu -

106

巴

unu

--z・

]0"

〉

NK+φX+dC日

{

目

ω】-』・

ZCU}〉・F

】〉】』

ud

4.8

-a nu --a

1.6 2.4 Time (sec)

Acdvity change of FP re1eased into the containment vesse1 in the

event of a core me1t accident

4.0 3.2

x 104 0.8 0.0

炉心熔融事故を惣定した場合の絡納容器内のFPの放射能分布

-93-

図 4.6

JAERI-M 82-039

5.

5. 1

FP o^itsuij^m&^fto^vsfetiffinLfco c<Dm±it7km%%.tjtn.ic£

Cftli,

LT. 7K©«cfl^^P^*5o Jinti, J m s, j»i(4iififflfcJ;or :ffl©FP (Fission Product;

Stile,

V^ U - h • t - ^ K i T Lftli^fCli, j#ffi!^6*s3 y ij

IC

TMI

- 9 4 -

^ , FP

JAER[-M 82-039

5. 水素の発生，爆発および対策

5. 1 事故現象

TMI事故では，圧力容器内に予想以上の水素が生じ，その爆発とそれによって誘起される

FPの大量放出が懸念されっ、事故は推移した。乙の懸念は水素発生とそれによって起る諸現象

がよく把握されていなかったことに原因していたが，乙の事故により水素爆発11::.関する研究およ

び対策が極めて重要であるととが認識された。

事故の発端から，水素発生が起り乙れが爆発して周囲に影響を及ぼすまでの事故の推移は.事

故条件に応じて多種多様なものとなるが，全体の推移を単純化してまとめると図 5.1 fζ示したよ

うになる。

まず.水素の発生原因には様々なものが考えられるが，比較的短時聞に大量に発生するおそれ

のあるのは金属水蒸気反応による発生である。乙れは，事故時に冷却不全あるいは過出力によ

って燃料俸の温度が上昇し，乙れに水蒸気の供給があった場合に，高温になった被器管のジルコ

ニウムが水蒸気を還元する.いわゆるジルコニウムー水蒸気反応によって起る水素発生であり，

さらに燃料俸からの縞射熱によって周囲の炉心構造体が加熱され高温になると構遊体の金属と水

蒸気の反応による水素発生が乙れに加わる。

次11::.，金属一水蒸気反応による発生よりも緩慢ではあるが，積算量としては大E誌になるおそれ

のある発生保として，水の放射線分解がある。乙れは，放射線により水が水素と酸素とに分解す

る反応であるが，燃料破慣によって大量のFP(Fissio口 Prorluct)が冷却材中K放出された場

合11::.特Ir.問題となり， FPが水中11::.存在する限り反応が継続する。したがって，事故後， FPを

含んだ冷却水が格納容器内Ir.長時間溜っているような場合11::.，乙の反応による水素が格納容器内

11::.蓄積されるおそれがある。なお，放射線分解lとより作られた水素と酸素が再結合せず，各々の

成分のガスとして生成される割合は G値と呼ばれ，生成量を決定する最も重要な係数である。

この他，栴納容器スプレイ水が格納容器内のペンキや亜鉛メッキ部分と化学反応を起す結果発

生する水素も，生成I誌は少いが発生源の 1つではある。さらに，溶融炉心が圧力容器を貫通して

絡納寄器のコンクリート・ベース 11::.落下した場合には，溶融炉心がコンクリートを熱分解して水

蒸気や炭酸ガスを発生，さらにこれを還元して水素やco等の可燃ガスを発生する。

以上のようにして発生した水素のうち，金属一水Z語気反応によるものは主として圧力容器内で

生じるが，圧力容器内では般素不足のため脚tl'!せず，格納容器中11::.放出されて空気と混合して燃

焼する。 TMI事故で生じた格納容器内での水素爆発も，まさにこの例であり，ジルコニウムー

水蒸気反応で生じた水素が，逃し弁及びクエンチタンクを通って格納容器11::.放出され.爆発が生

じたものである。また，その他の発生瀕からの水素は主11::.格納容器内で発生し拡散，混合する。

水素と殿索，あるいはこれに水蒸気その他の成分が加わった混合気が，燃焼限界条件を越える

成分比となると極く小さな着火師により発火し燃焼する。この結果，燃焼熱によるItI接的な機探

のtm錫や，温度上昇に伴う絡納容務内圧の上昇による閥接的な影響等が生じる。混合比が爆轟限

-94 -

ht,

5.2

5. 2. 1

JAERI-M 82-039

o TMI

14. ECCS

(1) i?4,3 - ->A-

(2) ^ /

(3)

(4) jgftfei*- 3 V

(5) ; i *&^ -y * , T A- 5 - r> A -SJ t t y

35 3

Zr + 2Hi.O — Z r O j + 2H 2 + 140 Kcal / m o l e (1)

- 9 5 -

]AERI-M 82-039

界を越えると.極めて燃焼速度の早い爆轟を生じ衝撃圧力や乙れによるミサイノレの発生など，格

納容器に極めて重大な損傷を与えるおそれが生じる。また，可燃混合比の上限以上の高濃度の水

素が空気に侵すると，その場所において可燃混合比まで薄められバーナーの燃焼のような極めて

緩やかな燃焼となる。乙の場合格納容器への慣傷は熱的な影響以外は生じなし、。しかし，十分に

混合したものに着火すると爆発的な燃焼をし.衝撃圧力は発生しないものの，準静的にかなりの

圧力上昇をもたらすことになる。

見uのように，水素の燃焼は格納容器や内部構造に対しでかなり影響を及ぼす乙とが考えられ

るため，燃焼を生じさせない，または，燃焼しでも爆轟は生じさせないというために，色々な緩

和対策が考えられている。また，一方で，乙れまで格納容器内圧を下げ.FPの沈者を促進する

ため設置された格納容器スプレイが，乙の作動によって混合気中の水蒸気を除去し，燃焼限界あ

るいは爆噸限界を越える混合気を作り出すおそれがある事も，水素爆発IL:係る新しい問題点とし

て指摘されている。

現在の格納容器の水素古捕に関する設計ベースは，主として水の放射線分解によって生成され

る速度と生成量の評価を基にしている。 TMr事故で起ったような金噴水蒸気反応による水素

は. ECCSの性能評唱を基Iとして会炉心ジルコニウムの 1%から生成されるものの 5倍程度と

見積られているだけである F 放射線分解による水素生成はその速度が遅いので水素再結合器で処

理する設計になっている。そして，乙の装置は容積の小さい BWR格納容器には既lζ設置されて

いるが，容積の大きな PWR格納容器へもその設置が望まれている。しかし，いずれの格納容器

にも一時に大量に発生する水素を処理できる設備はなく.SC D事故時における水素対策に関す

る開発研究が重要になる。

以下lζ開発研究の方向づけとして必要な研究現状，問題点を水素発生，燃焼.及び緩和策につ

いて概倍する。

5.2 検討すべき事象と研究の現状

5.2. 1 水素発生

前節において述べたように .SCD事故時における水素発生は，発生量の大きさ，発生速度の

速さ及び発生頻度を考慮すると，次の順序で重要になると考えられる。

(1) ジルコニウムー水蒸気反応

(2) 炉心構成金属(ステンレス鋼，インコネノレ.U02等)一水蒸気反応

(3) 水の放射線分解

(4) 溶融体ーコンクリート反応

(紛亜鉛メッキ，アルミニウムー苛性ソーダ反応

以下に夫々の事象について概括する。

(I) ジルコニウムー水蒸気反応

ジルコニウムー水蒸気反応による水素生成は.l欠式から明らかのように第 3;~:で詳細に述べら

れているジルコニウムの水蒸気酸化反応と裏腹な現象である。

Zr+2H20 → Zr02 + 2H2 + 140 Kcal /mole )

1

(

-95 -

JAERI-M 82-039

Mzr 4184

tenr E ; t&tHmm (J/cm2) JH ; KJE& (Kcal/mole)

Mzr ; Zr ©^i1!: (mg/mole)

t ; DfSg (sec)

KIT); ^!U;(3&5££;n5i£ffi5£iS[ (mg/cirf)Vsec

, Pawel 2 ) ^ iC00~ 1500 °C, Urbanic3)^' 1580 ~ 1850

B K(T) = Aexp ( ) (3)

RT Pawel ; A = 2. 94 x 106 (mg/cm2)2/sec , B = 39, 940Kcal/mole

Urbanic ; A=8.76x io5 (mg/cm2)2/sec , B= 31,820Kcal/mole

H 5. 2 it)p>i>&MlzU itz&comffl&ffi&i: lT{2)t(3)£,lc£

(1850 o

W H 2 = 2 • — — • J K ( T ) - t (4) Mz r

m (mg/cm2)

(mg/mole)

5 x io3m2

- 9 6 -

JAERI-M 82-039

乙乙では，ジルコニウムー水蒸気反応を水素生成の観点から言及する。乙の反応は(1)式で示され

るように発熱反応である。したがって，燃料被覆材には残留熱と崩壊熱の外IC反応熱が負荷され

ることになる。

ジルコニウムー水蒸気反応による発索瞳は次式によって与えられる1)0

E = .jK (T)・ dH= 一一 (2)

M z， 4184

乙乙で

E 放出熱量(J/cm2 )

dH 反応熱 ( Kcal/mole)

Mz， Z rの分子量 (mg/mole)

時間 (sec)

K(T) ;実験まり決定される速度定数 (rng/crrr)2/sec

速度定数K!TIは， Pawel2)が 1GOO-1500.C，Urbanic3)が 1580-1850 .Cの温度範囲で

求め，次式で与えられることを示している。

B K(T) AexD (一一一ー) (3)

RT

Pawel ; A = 2.94 X 106 (mg /cm勺2/sec， 8 = 39，940 Kca I /mole

Urbanic ; A =8. 76 x 105 (mg/cm勺2/sec， 8= 31.820Kcal/mole

図 5.2は炉心が裸になった後の時間を関数として(2)と(3)式Irよって評価される被覆材温度の一

例を示したものである。被覆材漁Rは最初のうち崩壊熱等によって加熱され徐々に上昇する。し

かし，その温度がほぼ 1000'c Ir達するとジルコニウムー水蒸気反応の反応熱lζより被覆管温度

は加速度的に上昇し.短時間のうちにその溶融温度(1850"C) IC達する。

以上の被湿材の温度挙動IC対して.水素の生成最は温度及び反応時間の関数として次式で与え

られる。1)

WH. 2 • M H2 庁百戸了2・一一一・ .1K (T)・ t色 Mz，匂

乙乙で

WH2 Z，の単位表面積当りに生成される水素量 (mg/cm勺

MH2 水素の分子量 (mg/rnole)

(4)

(2)及び(8)式を使って評価される水素生成述度は，燃料被榎材表面積を 5X 103m2 と仮定すると，

次表のように計算できる。

-96-

JAERI-M 82-039

TCK)

800

1000

1200

1400

1600

1800

W H 2 / t (kg/secI/2)

. 0 1 2

. 15

.83

2.8

6. 8

13. 9

Time to produce 100 kg of H2 (sec)

6. 5 x 107 ( 2 years)

4. 4 x 105 ( 5 days)

1. 5 x 104 (4 hrs)

1. 3 x 103 ( 21 min)

216

52

PWR (2440MWO ttfc^T850kg , B WR (3290MWt)

(2) Vfriia

aFe + bCr + CNi + d H 2 O

— FeaCrb N i c O d + d H 2 +Q K c a l / m o l e

o t *

Lien4> ( ix x 650

Wsteel = [ ( 2. 4 x 1012exp ( 84300 '/:

) )• t ) R T

= 2 MH2

Mo2

JWsteel

3100 kg fcftSo

t ff T-ffl-$ti, Ztile

(5)

155 Kcal/mole

f: Bittle

(6)

(7)

-C, Al -£• Fe ra i K o l i Cr 'CiHift L T }4f ^ ^ 5

- 9 7 -

]AERI-M 82-039

、，ノk

rt

、T

WH2/ t(kg/secY2) Time to produce

100 kg of H2 (sec)

邑5x 1 07 ( 2 yc. ars )

4. 4 x 105 ( 5 days)

1. 5 x 104 ( 4 hrs)

1.3x103(21min)

216

52

800

1000

1200

1400

16UO

1800

.012

. 15

83

2. 8

6. 8

13. 9

また，水素生成量は，炉心を構成しているジノレコニウムが 100%反応すると仮定すると.

PWR (2440 MWt)において 850kg • B WR (3290 M Wt )において 3100kg になる。

(2) ジノレカロイ以外の炉心構成金属と水蒸気の反応

炉心が長時間裸になると，炉心上部の水蒸気温度はかなり高温になることが予想され，それに

伴なぞて炉心構成金属も加熱される。ステンレス鋼の水蒸気酸化は次式で与えられる。

aFe + bCr + CNi + d H2 0

→ Fea Crb NicO d + dH2 + Q Kc al / mole (5)

酸化物の大部分は Fe3 04であるが，他は尖晶石本型の化合物になると看倣されている。発熱量

はFe304生成物の場合 267Kc al /mol eてあり，尖晶石型化合物の場合 155Kcal/mole

である。したがって.乙の反応もシルコニウムの反応と同様に或る温度以上になると反応は急速

に進み，それに応じて水素生成速度も急激K培大すると考えられる。

Lien 4)はステンレス鋼の酸化速度を 6500C以下の舗度において研究し，また Bittleら5)は溶

融温度近くの温度において燃料被覆材を対象とした研究を行い，次式を得ている。

84300 v:! i1 Wsteel = C ( 2.4 x 1012exp ( 一一一一)}・ t1

RT (6)

水素生成量は(6)式を用いてジルコニウムの反応の場合と同様fr次式で与えられる。

M]h

W 112 = 2・一一2-i1Wsteel 民102

(7)

次表は反応に寄与するステンレス鋼の表面積を 600m3と仮定し .(7)式によって得られる水素

生成速度を 1例として示したものである。

• MgAl204 の形の組成をもち.MgをFelI或いはCrで.AIをFelU "J(いI.tCrで悶慣して得られる

等軸品系の結品

円

s-n叫uw

JAERI-M 82-039

T U7 yrr n / 1/2^ Wii2 /fi (kg/secn) Time t0

100 kg of H2(sec)

1000

1200

1400

6. 6 x

2.3 x

2. 9 x

io-4

10"2

10"'

2. 3

1.9

1.2

xio1 0

xlO7

x 10s

(730 years)

(320 days)

(33 hrs)

uo2 , u o 2

, 1 1 0 0 -

I K (T; = 405exp ( -

25, 400 ± 2, 400 •

RT (8)

L < UO2

(4)

(ii)

I ) Gfi

H 2 0 '

H2 +

H2O2

2H2

OH -

+ H -

H + OH

Cohen8)!£,

H,

o2 IJTT/J-yjt3.

->

->

OH,

H2

H2

H2

lie

IX i

0

0

0

«fc

Hz ,

2 H 2 O

+ OH

H 2 O 2

+ O2

icfli

tf SGffi

G||2 . /» + !

(n,

; 0. 44

; 1. 12

; 1.70

- 9 8 -

JAERI-M 82市 039

1000

1200

1400

6.6X10-4

2.3XlO-2

2.9 X 10-1

Time to produα

100 kg of H2(sec)

2. 3 x 10 10 ( 73U years)

1.9X107 (320days)

1. 2 x 10 5 (33 hrs)

T (OK) W1l2/日 (kg/sec弘)

(3) U02-水蒸気反応

U02の畳は炉心構成材のうちかなりの訓合を占めるので，U02 による水素生成を評価してお

く必要がある。 U02は水蒸気酸化によって積々の高次の酸化物 CU02+X ) に変化する。

反応速度定数は， 1100-1830"Cの温度範聞において次式で与えられているf)

、、E，J

nU

一

nHV-

an噌-

nv白一

ゴ一

一T

nU

一

判一

R

phu-

ηJu-

，，aEEE

、nv x

ρiM

Fhd

nu aq

、，ノT

〆・、K

(8)

乙の速度定数は(3)式で与えられるジルコニウム水蒸気反応のそれと比べると著しく小さい。し

たがって， U02ベレット表面か Fの水素生成速度は，ジルコニウムの溶融温度以下であれば，

ジルコニウム水蒸気反応のそれに比べてかなり小さ b、。しかし，ベレット表面ではジルコニウ

ム反応によって急激な温度上昇が起るので，さらに高温度における UO. 水蒸気反応による水素

生成速度及び量が評価できる実験式の確立が必要である。

(4) 水の放射線分解

水の放射線分解による水素生成は次の 3つの因子によって・決定される。

(i) 政射能量と放射線エネノレギー

(ji) *fC吸収されるエネルギーの割合

(ijj) G 値(100 eV のエネルギー吸収によって生成される分子数)

3つの国子のうち最も評価が困難な因子は(iij)項のG値である。

放射線によって水は次のように分解する。7)

放射線

H2 0 ""--'・ H，OH， Hz ， H2 O2

2H2 O2→ 2H20+OZ

同時に，各分解生成物は拡散する過程において次のように再結合する。

H2 +OH → H20

H202 +H → H2 0 +OH

H+OH → H20

Cohen 8)は，各積放射線によって生成され再結合がない場合の純水におけるG値(初期生成のG

仰で一般に GX2で示される)を求め.次1<::示す値を報告してL喝。

I s + r ; 0.44 G 11. J 一1述中性チ 1. 12

L胸 B(n， a)→ 7 Li反応1.70

-98-

JAERI-M 82-039

O H , H , H 2 ,

OGi (— £ it-* 3 £ — i , fit, PH,

PWR

TMI

Cohen8)

; G ( H 2 ) = G CO2; = o

G (O2) = 1/2 G (H2) = l / 2 G H j

( H 2 ) =

Ti me af ter shut down

(sec)

10 2 (2min)

10 3 ( l7 min)

10* ( 3 hr)

10 5 ( l day)

106( 12 days)

Integrated decay energy

(MJ/MW) 6

25

160

800

3500

Radiolysis Average Rate

(mole H 2 / s e c )

20

7.3

5.2

2.4

1. 0

Rate and Yield Total Yield

(kg H2)

4

17

110

548

2400

(5)

(ii)

(iii)

fc *"x (H2 O , C O2 m

- 9 9 -

JAERI -M 82 -039

しかし，放射線分解生成物 (eaq • OH. H. H2 • H202等)が，上l己示すように再結合する系

の G値(一般にはG (X2 )で示される)は前者のGX2と比べると一般に小さくなる。

再結合反応は生成反応と同様lζ種々D因子(撹伴状態，温度.pH.不純物濃度等) IC著しく

左右される。なかでも溶存水素濃度と沸騰状態の有無が大きく影響する。水中に過剰の水素が存

在すると，再結合の度合が大きくなり，見掛けの水素生成速度は小さくなる、 PWRでは乙の現

象を利用して一次系内の酸素濃度の制御を行っている。また.TMI 事故において一次系内の非

凝縮性ガスの爆発の可能性が極めて低いと判断されたのも乙の型自によっている。逆fC• i高;嶋状

態にある系において生成した水素と酸素は再結合の機会がないま、気相中 lζ移行する。 Cc.hen8l

はG値lζ対する沸1I臨状態の有無lζ対する依存性を純水において実験し，次の結果を得ている。

閉鎖された水/ガス系(定常運転時の PWRは乙の系である); G (H2) = G (02) ~ 0

開放された水/ガス系(定常運転時のBWRは乙の系に近い);

G (02) = V2G (H2) 士 1/2G H2

水素の放射線生成の特徴の一つは，その生成速度が非常に遅いが長期にわたって生成される ζ

とである。次表は G (H2) = 1を用いて計算される水素生成速度と生成量を示したものである。

Ti me after Integrated Radiolysis R ate and Yield

shut down decay energy Average R at e Total Yield

(sec) (MJ/ MW) (mole H2/sec) (kg H2)

102(2min) 6 20 4

103(J7min) 25 7.3 17

10. ( 3 hr) 160 5.2 110

105 ( 1 eay) 800 2.4 548

106(12days) 3500 1.0 2400

上記仮定による水素生成訟がZrの全部が反応して生成される水素盟と同等になるには.PWR

の傷合約2日を要し .BWRの場合約20日を要すると考えられるo

もう一つの特徴は乙の反応が駿>成を伴う乙とであるo この生成は水素の燃焼限界域を変え

るので，その評価は事故シーケンスと関連させて解明しておく必要がある。

(5) 融体cコンクリー卜の反応による可燃ガス生成

融体によるコンクリートの熱分解によって水素，一酸化炭素，メタン等の可燃力。スが生成され

る。乙の反応の術究は米国と西独において進められており，可燃ガスの生成は次の 3段階の過程

を綬て進むζ とがわかっている。

(il コンクリートの熱分解

(ii) 熱分解で生成したガス (H20.C 02等)の融体中における還元

(iii) 還元生成ガスの融体表面における燃焼

( i)の熱分解はその結果としてコンクリート K物理的あるいは化学的に結合した水と炭酸カルシ

ウムから水蒸気と炭俄ガスを生成する。水蒸気の発生抵は圧力容器底部のキャピティがi泣かれて

いる状態によって異なる:湿りのある原子炉キャピティでは物理的に含まれる水の世が多いので

-99 -

JAERI-M 82-039

y? y

u Powers 9)(±n y

d t •= Kexp ( - E / R T ; (1 - « ) n

c etc

t ;

Reaction Basaltic Limestone-Common Concrete Sand Concrete

Generic Southeastern United States Concrete

Loss of evaporable

Water ( n = 1)

Loss of chemical

Water ( n = 1)

Decarboxylation

(n = 1)

Decarboxylation

( n = 2 / 3)

E= 11.6

K= 4.4X106

E = 41. 9

K = 2. 8x l u "

E = 42. 9

K = 3. 6 x l O 9

E = 11. 0

K = 1. 29X10 6

E = 40. 8

K = 1. 96X 1012

E = 38. 5

K = 1. 9 8 x l O 7

E = 37. 0

K = 3. 6 X 1 0 7

E = 11. 0

K = 1.29X106

E = 4 0. 8

K = 1. 96x lO 1 2

E = 4 5 8

K = 1.73X109

E = 44. 9

K = 1. 94x 1 06

*E : Kcal/mole, K : min '

WATER ; Hanford Engineering and Development Lab .w)

COWAR-2 ; General Electric CorpU)

USINT L,

; Sandia National Lab"? "?}

V-

'J-h#*fwfe6fi#*«)%£iiffi,

- 100-

]AERI-M 82-039

コンクリート重量の 7-9%の水を含み，それが水蒸気として開放される。しかし，乾燥したコ

ンクリートでは化学的に結合した水が含有水の大半を占めるので，放出水蒸気盛はコンクリート

重量の 4-5%1となると見積られている。1) 放出水蒸気量はコンクリートの種類によってあまり

変らないが，炭俊ガスの発生量はコンクリートの種類によって著しく異な λ 】 Powers9)はコン

クリートの熱分解による質量変化を示す実験式を報告している。

d α 一一一 Kexp(-E / R T) (I -a ) n d t

ここに

α;分解して消失する割合

時間

上式の各係数は次表のように示されている。

Reaction Basaltic

C oncrete

Loss of evaporable E=11.6

Water (n=l) K=4.4X106

LOS8 of chemical E = 41. 9

Water (n = 1) K = 2.8x 1U'2

Decarboxylation E = 42.9

(n = 1) K=3.6xl09

Decarboxylation

(n = 2/ 3)

事 E: Kcal/mole. K : min-I

Li mest one -Common

Sand Concrete

E = 11. 0

K = 1. 29 X 106

E = 40.8

K = 1. 96 x 1012

E = 38. 5

K = 1. 98 x 10 7

E = 37.0

K=3.6xI07

(9)

Generi c S outheastern

United States白ncrete

E= 11.0

K= 1.29xI06

E = 40.8

K = 1. 96xlOI2

E = 458

K=1.73x109

E = 44.9

K=1.94x106

このような分解反応はモデル化され，次に示す3つのコードが開発されている。

WATER ; Hanford Engineering and Devel叩 mentLab .¥0)

COWA R-2 ; General Electric Corpl~) U SI NT ; Sandia National Lab~)

しかし，乙れらのモデルでは融体とコンクリート¢接触面からだけガスが発生すると考えられて

おり，原子炉事故時lζ発生する真のガス量を少な目に評価すると看倣されているo

実際には.融体ーコンクリート反応モデルとコンクリート自身のモデルの適切な結合ができな

いと.正篠な放出ガス量及び放出速度の評価はできないだろう。いずれにしてもモデルの詳細な

検証はできていない。

(ii)の融体中における還元反応では.(i)の分解反応で生成されたガス (H20及びCO2)と融体

中の金属類(燃料，被覆材.~湾遊材，及びコンクリート分解の凝縮生成物)が夜応し，水素と一

般化炭素を生成する。融体とガスの反応直度は，コンクリート分解生成ガスの発生速度，融体の

形状.接触時間，ガスと融体の組成，極度，圧力等IC依存し，非常に俊雑で詳細にはわかっ・どい

-100-

JAERI-M 82-039

H 2 i co

, A t tJ

H2 + C O2 ±; H2 0 + C 0

VOLUME % OF* TEMPERATURE

K II j H2O CO

300 - ( 9 3 . 3 ) — ( - ) — ( - )

500 2.1

700 6.3 2.1

BOO 56.7 5.2 0.5

900 43.8 (02.7) 5.0 (11.0) 41.0 (1.6)

1200 23.4 8.3 58.7

1500 22.2 (66.9) 8.2 (27.i) 60.1 (S.I)

1800 20.0 (65.4) 8.8 (28.8) 63.7 (5.2)

2000 19.8 9.0 64.6

•Calculations were made by minimizing the free-energy of the gas mixture at 0.83 a tins in contact with a large excess of iron and "Feb." Species that could develop in the system aside from Fe and FeO were C, CO, CO,< CH>, II,, HjO/ and II. Atomic hydrogen did not become a significant constituent of the gns at any temperature.

Compositions listed without parentheses are for a gas with an llj/C ratio of 0.406. Composition data listed within parentheses are for a gas with an II2/C ratio oE 16.0. A dash entry means the species constituted less than O.lt of the gas.

co2

—

—

0.25

1.3

11.2

9.6

7.4

6.5

(0

(0

(0

.5)

.8)

.6)

Cll

100

97

91

37

8

-

-

-

_

4

(6

.9

.6

. 3

.1

--

—

~

.7)

(4.4)

(-)

(-)

Holes Coke Mole Carbon

Initial

0.797

0.

0,

0,

0,

.799

.006

.887

.689

—

---

per in the

Gas

(-)

(-)

(-)

hydrogenation) t^-0Mt (coking) C H,. C2H4

- h (Calcareous Concrete) fflf?gSt?fP(J£*lTt'5

- 1 0 1 -

]AERI-M 82-039

なb、oEbE@

(iilの還元反応において生成したガλが融体から出ても反応を続ける，融体上の芥囲気が融体中

の還元反応で生成される H2とCOを恋分11:酸化できるものであれば，放出されたガスは拡散炎

として燃える。乙のような拡散炎11:対する着火限界は完全混合炎ほど多くの研究はない。17)

風体コンクリート反応によるガス生成の全体をみると，生成されたガスの着火は原子炉キャビ

ティへの空気供給が制限されない場合11:起とり易い。とのガスの燃焼は発熱反応であるので，酸

素の消費が格納容器内圧を下げる保証はないが，ガス質量を確実に低下させる。

着火が抑えられる場合でも，あまり急激ではないがガスは反応をし続ける。非常に高温で放出

したガスは冷却されながら次の反応によって再平衡すると考えられている。

H2 + C O2 主主 H20 + C 0

計算で得られたガス組成の温度変化を次表IC示す。

融体コンクリート反応によって生成されるガス組成と温度の関係 m算)J)

VOLUME亀 OF*Moles Coke pi e r

Mole Carbon In the 1'EIJPEMTURE lniHal Gas

K 112 1120 CO CO2 CII4

300 -(93.3) ---(-) ー-- (-) ーーー {・} 100 (6.7) 0.797 (・}

500 2.1 97.9 0.799

700 6.3 2.1 91.6 0.006

目。。 56.7 5.2 0.5 0.25 37.3 0.887

900 43.8 (02.7) 5.8 (11.0】 41.0(1.6) 1.3 (0.5) 8.1 (4.4) 0.689 (-)

1200 23.4 8.3 58.7 11.2

1500 22.2 (66.9) 8.2 (27.J) 60.1 (~.1) 9.6 (0.8) ーー・ {圃}

1800 20.0 (65.4) 8.8 (28.8) 63.7 (5.2) 7.4 (0.6) ーーー {・} 幽--(-) 2000 19.日 9.0 64.6 6.5

.Ca1culdtlon5 were made by mlnlmlzlng the free-cner唖Yof the gdS mlxture at 0.83 atms In contact with d large excess of Iron and HFeO・ speclesthat could develop In the system dslde from Fe and F~O were.~，. ~O ， CO2， CH.， 112， 1120， dnd 11・ Atomlchydrogen dld not become a slgnlflcant constltuent of the gAB-at dny tempe~ature.

Composl包lonslIsted wlthout pðrentn~seB are fo~ 8 g88 wlth dn 112/~ ratlo of 0・406. Compos 1包londdtd 115包edwlthln pdrentheaea dre for 11 ¥j8S wlth an II，/C ratlo.of 16.0. A dash entry means the apecles constltuted less thdn 0.1¥ of the 949.

ガスが冷却されるに従って，ガス中の H 2 • CO2成分は.水蒸気及びCOの消費によってb削ITす

る。乙の傾向の実験的な証明はまだないが，温度が 1000.C以下に低下すると.水素添加(

hydrogenation) とコークス化 (coking)が起るとされている。水素添加は力"ス構成物聞の反

応であり，メタンとさらに高級な炭化水素を生成する。 CH，.C2H，及びC2H6等は高温の融

体コンクリート反応実験において見られ，そしてコークス化は融体が 2400。以上の温度のとき.

炭俊カルシウム系のコンクリート (CalcareousConcrete)の実験で観測されでも情。水素添

加とコークス化は800.C以下の温度において気相のガス質量濃度を極端11:減少させる。

-101-

JAERI-M 82-039

* , RVTJbi-

tltf*

Zittle

Zn + 2NaOH — Na2Zn02 + H2

N a 3 A f 0 3 + 3 / 2 H ;

Temperature (°C)

145 140

107

66

Zinc

(150.

H2 production rate (kg/hr)

5.2

3.6

0. 76

0.07

Based Paint 000ft2) Time to attain total yield (hr*.)

20

30

138 (6 days) 1420 (59 days)

Zinc Galvanizing (30. OUO

H2 product ion

rate (kg/hr)

1.1 0. 72 0. 15

0.02

ft2)

Timo to attain total yield (hr**)

50(~2 days) 73(~3 days)

338(14 days) 3480(145 days)

* Total yield from painted surface is 106 kg H2

** Total yield from galvanized surface is 52 kg H2

am h

5.2.2 , C

TL. av

196 -1A96

- 1 0 2 -

JAERI-M 82-039

(6) ペンキ.'I主鉛メッキ，及びアルミニウム製自E管被裂とスプレイ添加物との反応

PWR格納容器において，ペンキ中の亜鉛，亜鉛メッキ及びアルミニウム被裂はスプレイ励日

物である苛性ソーダと反応して71<素を発生する。

Zn+2NaOH→ Na2ZnOz+H2

Ae+3NaOH→ Na3AeOa +3/2Hz

Z ittle歯)らは， LOCA条件(温度，水蒸気圧，スプレイ水組成，但し放射線効果は模擬さ

れていない)を模擬して，ペンキ及び.iffi鉛メッキから発生する水素の生成速度及び生成量を測定

しているu 次表はその結果を用いて計算した生成速度と生成量を示したものである。

Temper at ure

Zinc Based Paint

050. 000 ft 2 )

H2 production Time t 0 attain

Zi nc Galvaniz i ng

(30. OUO ftり

H2 production Timo to attain

( 'C) r at e (kg!hr) total yield (hr*) rate (kg!hr) total yield (hr本*)

145 5.2 20 1.1

140 3.6 30 日72

107 0.76 138 (6 days) O. 15

66 0.07 1420 (59 days) 0.02

• Total yield from painted surfaa i s 106 kg H2

•• Total yield from galvaniz ed s urface is 52 kg Hz

50(-2 days)

73(-3 days)

338( 14 days)

3480( 145 days)

乙の表IC示される生成法t[は他の水素顔、fC比べると非常に遅<.生成量も小さ b、。したがって，

SCD事故のように極めて重大な事故時にあっては，全体の水素生成量fC対する乙の反応の寄与

は限られたものになると考えられる。

5.2.2 水素の燃焼，爆発

圧力容器内で発生した水素は，破断口から格納容器内へ出て，乙乙で空気と混合して燃焼し，

所定の混合比になると爆発する。また，溶融炉心が圧力容器を貫通して原子炉キャビティ内に落

下し，コンクリー卜との反応によって水素が発生すると，その水素は発生点近くで，または格納

容器内のど乙かに謝って着火燃焼する。また，より長い時間スケーノレでは，冷却水の放射線分解

により発生した水素が栴納容器内fC煽り，乙れIC着火する乙とが問題となる。この場合酸系ーが同

時IC生成し，他の場合と異なった混合比でも燃える可能性を生ずる乙とになる。

一般に燃焼が継続するためには，燃焼による発熱最が熱拡散量を上まわり燃焼部IC隣接する可

燃ガスを発火編度(常温，常圧における水素では 585'C) まで加熱し得る条件が必要である。乙

の条件を満たす可燃ガスと工気あるいは駿索の混合比が可燃混合比である。水素は非常に広い可

燃混合比の幅を持ち，水素と空気の組合せでは水素の体積書IJ合が 4.1%-74% (上方火炎伝婦

では且0%-74%となる。いずれも常温，大気圧条件)である。燃焼の激しさは，一般にその

程度IC応じて次のように分類される。

-102-

JAERI-M 82-039

(Combustion)

(Detonation)

t ,

m/sec

(Burning)

(Deflagration)

(Low velocity detonation)

(1000~ 2500 m/sec)

i^iSiSII (High velocity detonation)

(3000 ~ 9000 m/sec)

a) (i)

n,

, SIS,

. 3

- 103 -

(広義の燃焼)

JAERI-M 82-039

燃焼 | 低速燃焼 (8ぽ ning)

( C ombusti on) 1爆燃 (Deflagrati on)

爆轟

( Detonation)

<音速〉

(低速爆轟 ω locity detonation)

( 10 00 - 250 0 m/ sec )

高速爆轟 (Highvelocity detonation)

(3000 -9000 m/sec)

まず，低速燃焼は，パーナの燃焼のように可燃混合比の上限以上の高濃度の水素が空気11:接する

と.その場所で可燃混合比まで薄められ静かに燃焼する。との場合，水素酸素相互の拡散・混合

が燃焼速度を支配するので，燃焼は極めて静かであり，格納容器の慣傷としては火炎による熱的

影響以外は問題にならな ~'o しかし，予め可燃混合気が形成されているととろに火が着;と，混

合気11:火炎が伝帰して爆発的な燃焼となり，安全上特に問題になるo との燃焼は可燃混合比11:応

じて爆燃あるいは爆轟になる。燃焼は熱伝導により火炎が伝播する場合であり，火炎の伝燭速度

はせいぜい 4m/sec (水素，空気混合気の場合)であって衝撃圧力を発生しないので，格納容

器11:対して火炎による熱的影響と準静圧的な圧力上昇をもたらすととになる。爆轟では火炎面に

おいて衝撃圧力を発生するので，衝撃波面の断熱圧縮によって縄合気が発火温度まで加熱される。

との場合，熱及び静圧上昇11:加えて衝撃圧が格納容器11:加わり，その損傷が重要な問題となる。

以上述べたように.安全対策上は先ず水素が発生しでも水素濃度あるいは般素濃度を燃焼限界

以下にして燃焼を起とさないようにすることが大切であり，次11:.燃焼が起っても低速燃焼か爆

燃の範囲11:収め.爆轟による機械的なt員傷を防ぐととが重要になる。そのためには，水素の燃焼

挙動と実炉格納容器において可燃混合気が生ずるメカニズムを各炉型11:応じて検討しておく必要

がある。

(I)水素燃漉挙動

(iJ 燃焼の限界

大気圧条件下の水素，空気混合物の燃焼限界の研究は.化学工業や鉱業関係で比較的よく行

われており，前述したように可燃混合比の下限4-9%.上限 74%が広く目安として使われ

ている。とれらの限界は温度，圧力の影縛を受け，可燃混合比の幅は一般に温度が上がると拡

がり，また圧力が上がると狭くなる傾向をもっている 19.20)。しかしながら，温度，圧力の影

響は下方火炎伝掲のデータが多く，水平あるいは上方伝播11:つドてのデータけ少ない。また，

実験範囲も炉心溶融が生じた場合の温度，圧力を想定すると実際11:1..適用できないと考えられ

る。また，燃焼限界は水蒸気，窒素，炭酸ガス，その他の異種ガスの混入により大きく影響さ

れa 例えば炭酸ガスや水蒸気の携度が60%.P..lilとなると燃焼は起らず，侮合気は不活性化さ

れる29しかし，混合気体の影響11:関する研究は緩めて限られており，特11:軽水炉における水

素燃焼に対しては水蒸気の影轡について詳細なデータが望まれる。

燃焼の限界を結えていても，低水素濃度では不完全な燃焼しかせず，発熱や圧力上昇も完全

燃焼した湯合と比べると大きく下まわる。との燃焼は図 5.311:示すように.水素一空気混合気

-103 -

(iil

(iii) ^ 3

JAERI-M 82-039

, tt

tn.

- J i ? * -io-J i

3 m/sec ^ ^ ^ ± * t> 5figKU 5O § 6 ic, iS^^+oS^^iWi < A£ 5 ic

(Laminar deflagration) -e*5 i # * . i n ,

ZftMtii (Turbulent deflagration)

ftt. . 'k.%M<Dwi?ilZffi]&®i.*£.1r5 (Quasi-detonation)

- 1 0 4 -

JAERI-M 82-039

に15%までの水蒸気が混合された場合には4-9~ぢの水素濃度で起る021， 22) さらに水蒸気混

合比が増加すると不完全性は多少変化するが，同様の水素混合比において不完全燃焼が起る。

不完全性の変化は着火法11:大きく依存する実験結果も報告されている31)以上のことから，比

較的低濃度の場合の燃焼挙動は燃焼の程度が大きく現象を支配するととになり.不完全燃焼の

程度の把握が極めて重要になる。特1<::，酸素量の制御が行われていない PWRの湯合では格納

容器内での水素燃焼は現実的には低濃度の条件で生ずるととが多いと考えられ，乙の点からも，

重要な課題と考えられる。一方， BWRの湯合は格納容器内の酸素濃度を 5箔以下IC抑えるこ

とになっている。との場合は，図 5.4IC示すように，一般にはいずれの水素混合比に対して燃

焼しないが，酸素濃度制御が悪いと可燃混合比の上限近くにおげる爆燃が問題となる。との現

象は，上述の燃焼限度1<::関する知見と同様11::，常温，常圧に近い範囲において一応のデータが

得られているが.その適用範聞は限られている。

(jj/着火条件

水素，空気混合気の着火は，多くの場合電気スパークによる。水素，空気混合安加着火1<::必

要な電気スパークの最小エネルギーを求める研究が幾っかあるが，これによると着火条件は水

素濃度や圧力・温度によって変化し，可燃混合状態が達成されていると通常は 10→ジュール

以下の極めて小さなスパークでも十分に着火することがわかっている子)一方，モータのケーシ

ング内のような密閉度の高い場所で強いスパークが着火旗になると，燃焼は爆.f<::発展する可

能性がある。このため，パイロヤューズのような強いスパークによる着火の研究が現在進めら

れているP〉

(jiil 火炎伝帰速度及び爆燃のメカニズム

爆燃におりる火炎の伝播速度の側定は比較的多くの研究者により行われており，水素漉度の

関数として整理されている。とれによると常庄の水素・空気系では水素漉度が約42%で最も

適度が大きく 3m/secをや、上まわる程度になる。さらに，混合気中の窒素が少なくなるに

つれて長大速度は大きくなり，純酸素との混合気では 10m/secを少し上まわる位までにな

る。しかし，いずれにしても音速よりもはるかに低速なので圧力は単調に増大し衝隼圧力の発

生はなh、。火炎の構造についての研究もあり，写真観察等から火炎面は復雑なセル構造をもっ

ているものの，流れは層流的 (Laminardeflagration)であると考えられ，理論解析も試み

られている。

火炎面における乱れが増加し，流れが乱流的になる乱流炎 (Turbulent ~eflagrati on)

では.伝掻速度が増加し層流炎の樹合の2-5倍になるといわれている34)若し，との伝播速

度が音速の1/10位まで楢加すると.火炎面の前方に衝撃波を生ずる (Quasi-detonati on)

ようになり，さらに~.へ遷移する可能性も生ずる。乙の現象は火炎が絡納容器内の下部 1<::見

られる多数の配管や容器頼等障害物の多い湯所を進行する際1<::生ずると考・えられ.実際iζ実験

的IC:観調lれされた例もある。層流炎から乱流炎への遷移は，爆轟の発生とも関係しているので重

要であるが，実験データはどく限られており，特1<::火炎が障害物がある場所を通過した後に広

い空間へ出ていくときの挙動は殆んどわかっていない。

。vl爆虜発生条件

爆轟が生ずるためには，水素濃度が可燃混合比の傾繊の中のさらに限られた比較的狭い範閤

ー104-

JAERI-M 82-039

El5. 4 M 5.7

(V)

fc.

15

it:.

- 105-

JAERI-M 82-039

内にあり，かっ.強力なスパークによる着火a あるいは障害物等による乱流炎からの遷移条件

が必要とされている。水素.空気系の爆轟限界とされる混合比としてはBreton27)の成果が広

〈使われており，水素体積比で 18.2%-5& 9%とされている。また，水素・酸素系では 15

%-905彰となっている。乙の爆轟限界は，圧力，温度条件によっても変ると考えられるが，

ζ れに関するデータはほとんどなb、。また，水蒸気の混合によっても爆a限界値は変化する。

図5.4及び 5.71C示す爆轟限界値は空気・水素・水蒸気の 3元系における推定値であり.水蒸

気濃度が35%を館えると爆轟は発生しないとされている。しかし，実験データはごく限られ

たもので屯あり，上記3元系の爆轟については殆んどわかっていないのが実状である。

(vl 爆轟の伝婚速度，衝撃圧の発生

爆轟は衝撃波とともに音速を上まわる速度で伝婚する。水素・空気混合気の爆aにおける伝

燭速度は約2000m/secであるとされており，乙の速度は燃焼の分額上では低速爆轟であとb

また，衝撃波面の背後の圧力は衝撃波前方の圧力の約 16倍，ガス温度は約 28叩。Kになると

いうデータがあるP}例えば，格納容器内において初期圧力 1気圧の混合気が爆燃によって 4

気圧程度に上昇する場合を考えると，乙の状態で爆轟が生ずると衝撃波面のと乙ろでは 64(

4 x 16)気圧に上昇し， ζれが衝撃波として伝織する乙とになる。そして，乙の衝撃波を受

げる絡納容器に対しては剛体壁からの反射波が加わって ζ の圧力の約2.5倍の約 160気圧の

衝撃圧力として作用する乙とになると概算できる。

水素ー窒素一酸素の混合気における爆轟の伝播速度や衝撃波面前後の圧力比については，水

素ift度，初期温度及び圧力をパラメータとした測定がなされており，圧力や水素濃度にあまり

依存しないとされている。しかし，水蒸気舟羽目わった場合についてはあまりデータがない。

(vi)爆燃から爆轟への遷移及び爆轟のメカニズム

既IC述べたように，爆a限界内の水素・空気温合気であっても，穏やかに着火する場合にほ

単IL爆燃が起るだけであって，強いスパークによる着火あるいは爆燃からの遷移によってのみ

爆aが発生する。現実の事故を考えると，動力線が切断して強力なス，/，0 _クが生じそれによっ

て着火する場合よりも.リレーやモータなどの電気接点による微弱なスパークが着火源になる

場合がはるかに多い。したがって，爆a限界内にあるガス組成であっても先ず爆燃が生じ，乙

れが発逮して爆.，C遷移する場合の方が実際にはより重要な問題となる。このため，従来から

も爆燃から爆aへの遷移の研究がかなり多く研究されてきた。しかし，現象が複雑なため，未

だに充分には恩解されていないのが現状である。

乙れまでに得られている知見をまとめると次のようになる:第 1のメカニズムは，密閉され

た所で爆燃が生ずる組合であり，その場合は燃焼ガスの膨張によって火炎面前方の未燃焼ガス

が庄縮されて昇温する結果，火炎伝情速度舟功日速され，さらに未燃焼ガスの圧縮度を高め.つ

いには衝隼波を発生して爆.，C遷移する。乙のような形の遷移は密閉管内の実験において多く

観察されており.遷移が起る場合ICは上述の圧縮とともに乱流炎の発生が観察されている。第

2のメカユズムは前にも述wたように火炎の伝情経路IC障害物がある煽合である。 ζの組合は

陣容物により火炎速度が加速される結果爆轟IC遷移する。原子炉格納容器はζのような遷移に

対して一般には密閉空間とはならないので第 2のメカユズムによる遷移によって爆轟が生ずる

と考えられるが，容器.配管やモータ内などの局所において生ずる崩合は第 lの遷移も重要に

ー105-

JAERI-M 82-039

Chapman-

Jouget

(2)

tat.

*n*s^l9800m3O§»(K7-f r ^ x ^ g f i ; 5700m3, •?x y 4100m3) fflt&^gg|'N^ifj:?)Slltfy!©9?.lctettl$n5o - ^ , LOCA¥iKI&fj§

. 7*

(45~60°C)

5.4

5 C i

. H5. 4 l ie

7V -f Ai«i < 4 , h'7

- 106 -

JAERI -M 82-039

なる。しかし，詳細はまだ十分には解明されていない。

爆轟炎の構造は普通の衝撃波の背後に火炎が続く形をとると考えられている。したがって，

解析モデルとしては衝撃波の解析に使われる単純化された一次元モデルである Chapman-

Jougetモデルと燃焼の反応速度式とを組合せたものが用いられている。 ζの単純なー改元モ

デルで1も爆轟の全体的な挙動はかなりよく説明できるo しかし，実際の火炎は非定常であり多

次元的行円治をもっているので.詳細なことはまだ十分にはわかっていなL、。

(2) ガス組成の予測

圧力容器から破損個所を通して水素が放出される場合は水素と水蒸気の混合ジェットとして噴

出し，格納容器内の空気と混合していく過程において燃焼するわりであり，毛針λが早ければ空気

と十分に混合する前にジェットの先端で燃焼することも考えら4る。また，複:ftな布陣造をした格

納容器と復維な熱水力学的挙動をする事故時の雰囲気を考えると，燃焼あるいは爆発の有無は炉

型，事故シーケンス及び安全保護系(サプレッションプール，スプレイ等)の機能を考慮した水

素ガスの混合によって決まると考えられる。

B WR格納容器

3290MWtの即R炉心IC含まれるジルコニウムが 100%反応するような事故を仮定すると.約 3.1

x 103kgの水素が発生し.それが約9800m3の容積(ドライウェル容積 ;5700m3，ウエットウエA容積

4100mりの絡納容器へかなり短時間のうちに放出される。一方， LQCA事故格納容器スプレイが

働かない場合を仮定すると，ドライウェルの空気はプロダウンiζ伴ってウエットウェルへ移動し.プ

ロダウン後のドライウェルは水蒸気のみになり，ウエットウェルの雰閉気はプロダウン後 1時間以

内ではプール水の温度 (45-60.C)の飽和水蒸気になると報告されている3ηζの状態にある

格納容器では水素がドライウェルに放出されることになるが，それによって生成される水素・水

蒸気温合ガスは水蒸気のウエットウェルへの凝縮にともなって水素はウエットウょルに徐々に移

行することになる。図 5.4は，乙のような水素移行の結果生ずるウエットウェルのガス組成を水素

移行事と窒素ガス置換率をパラメータとして示し，その燃焼あるいは爆轟の可能性を示しだもの

である。格納容器に通常組成の空気が使われている湯合.ウエットウェルIC約60kgの水素がは

いると燃焼績にはいり，約 250k gの水素がはいると爆轟域にはいる。夫々の水素量は全ジルコ

ニウムが反応して生ずる水素盆の約 2%及び8%IC相当する。空気の 50%が窒素で置換されて

いる場合，約 3%から 30%の水素量が移行すると燃焼域にはいるが，爆轟域にはいる乙とはな

い。さらに，空気の 75%が置換されていると，水素移行率IC関係なく燃焼も爆轟も起らない。

乙の蜜索但換~は BWR の水素対策としてとられている不活性化の置換率であるが，図 5. 4はζ

の置換事が正篠IC守られる必要のあることを示している。

また.プロダウシ直後に絡納容器スプレイが働くと，ドライウエルの圧力が低下して両ウェル

聞の隔厳弁が開き，両ウ品ルは迎過する。しかも格納容器内ガスはスプレイによって非常1ζia<

混合される。乙の状態の雰図気に水素が放出されると短時間のうちに均一濃度となり，絡納容器

内の水素組成は，ジルコニウムの反応~IC対して図 5.5 のように示される。乙の樹合も絡納容器

努聞気が窒素ガスによって置換されていないと，約 140kgの水素放出で燃焼域IC.約600kg

の水素で燭虜域にはいることになる。また，それぞれの水素量は燃料彼榎材の約 5%及び 20%

が反応したとき生成される水素量IC相当する。

ー 106-

JAERI-M 82-039

P WR ftlftgfg H5. 6f±- 1/3 i -

- ^ K 7 >f S©*&fWgig^{;^?!ft©iSI^fflfiFP*Pfe 25-30

¥ •? y jtt^ffl*S«i^l§??Ka 14. % 7 $ tor; $ t iT ^ S J; 2440MWt

5

. 7

r < v. 3 v TWWfcffl®%i<.$ 3 yry-r&i&iz 2 o® 3 y^ )• * y y j c ^

y^-- h i y

i. 4

- 1 0 7 -

JAERI-M82一日39

P WR格納容器

図5.6はジルコニウムの反応、率とそれによって生成される水素の格納容器内組成。rJ<蒸気分圧

は考慮していない)を示したものである。水蒸気脱出を伴なわない場合，アイスコンデンサ型格

納容器をもっ原子炉では約 13%及び57%のジルコニウムの反応によって生成される水素でそれ

ぞれ燃焼成及び爆轟域にはいる。 -}jドライ型の格納容器ではいずれの規模の原子炉も 25-30

9ぢのジルコニウム反応による水素で燃焼域にはいるが， 100%反応しでも爆轟域にはいる乙とは

ない、しかし，大量の水蒸気放出を伴わない場合，格納容器スプレイが働かないのでガス混合が

悪〈局所的に爆轟域ICはいる可能性もある。

配管般断のような事故の場合，プロダウン直後の格納容器雰囲気は，第 7章IC示されているよ

うに 117'C，346KPaの飽和蒸気雰囲気になると予想される。乙のような雰聞気fC2440 MWt

ω炉心(図5.6の3ループプラント IC相当する)IC存在するジルコニウムの 50箔あるいは

100形の反応から生成する水素(夫々約430kg及び850kg )が放出すると仮定すると，佑納

容器内のガス組成は図 5.71C示すようにいずれの場合も燃焼域外にある。しかし，格納容器スプ

レイが働くと，格納容器内温度がが急速に低下し，ガス組成は燃焼境にはいっていく。 100%

ジルコニウム反応の場合，約 100'Cの温度まで低下した時点において燃焼域にはいる。 50~ぢの

局合， ζの温度は約80'cである。周温度まで低下させるに必要なスプレイ時間は数分間である

ので，実際ICはスプレイ稼動と同時にガス組成は燃焼域iとはいると考えるべきである。また，格

納容器スプレイが働かない場合，格納容器雰函気は崩境熱，あるいは金属ー水蒸気反応の熱によ

ってさらに加熱され，乙の場合のガス組成は図5.7IC破線で示すように燃焼域から遠ざかる方向

IC移動すると考えられる。

アイスコンデンサ型格納容器はコンデンサを境1C2つのコンパトメントに大別できる。乙の原

子炉lとおいてプロダウンが起ると，放出水蒸気はコンデンサーで凝縮し，スプレイが働かないと

BWR絡納容器の溺合と同様にコンデンサより下側のコンパートメントは水蒸気のみに，上側は

空気雰函気になると考えられる。この場合のガス組成は下側では主として水素一水蒸気の混合ガ

スで燃焼IC対して不活性されているが，上倒11は燃焼域さらには爆轟績になる。スプレイが働くと

両コンパートメントは述通し，下側のコンバートメントも燃焼の可能性が生ずるようになる。

上述の水素発生源は一次系IC由来するものであるが，乙れが格納容器内で発生する場合には，

下部プレナムで起る溶融炉心ーロンクリート反応による発生，冷却水の放射線分解による発生，

ベイントやメッキ部分からの発生など極々の場所から時間的にも分散して発生し混合してゆく。

乙の崩合の混合も格納容器内雰随気の熱水力的な挙動と安全保護系の機能に大きく依存する。し

たがって，水素混合気の燃焼・爆発限界と同じく混合過程の担揮は水素の燃焼・爆発を考える上

で極めて頭要な課題となる。混合のメカニズムとしては拡散・自然対流.ジェッ卜やファンによ

る強制対流等が考えられる。この評価例として.梼納容穏底において放射線分解によって生じた

水素が.拡散だげにより格納容器内の安気と混合する湯合の討・算がある028)乙れによると完全混

合には数日聞を要するとされている。 -11，自然対流IC関する計雰もあり， BWRの絡納容認を

対象として行われた lつの評価例ではl.4'Cの温度若があれば1時間-10回程度の図像が起る

という結果を出しており，鉱Jf1(よりも対流がはるかに効果的であることが示されている39)いず

れにしても，物納容器内における混合は格納容探の形状，寸法，水素の発生条件， Z宇聞気の熱水

ー107-

JAERI-M 82-039

5.2.3 M

fcfc*.

5.2.4

(1) »fJti>C)«)S (Burning) £Sf«*i«©ft* (Water fogging)

Lit Water

Water fogging S(ifeW§S5?ll^lcf-j6 10~ 50 A«m©*iK*)?>a$-y:-C*j#.

05 >&i!fl&a>fflJ:$lc. Water fogging©*^,

&b LTBurningS^lSffl^Sii^. fogging (4^*8^*5 C t * ^ i 4 f t T l > 5 ^ , * i ^W WISE lift *

(2) a^aioTSttft

- 108-

JAERI-M 82-039

力学的挙動，安全保護系の機能等11:大きく係っており，個々の格納容器の設計や事故想定に応じ

て今後研究が必要とされる分野である。

5.2.3 燃焼の結果及び格納容器への影響

前11:も述べたように，水素の燃焼皮び爆発は格納容器へ熱的損傷と機械的な損傷をもたらす。

後者の機械的な損傷はそれによって放射能の療境への漏洩を培大させる点で重要であるが，前者

の熱的な損傷は機械的損傷を併せて各種計装系11:重大な影響を与え，さらに事故を拡大させる可

能性が増大する点で問題視される。後者の機械的な荷重が与える格納容器の損傷については第7

章11:詳細に述べられている。しかし，熱的，機械的な荷重が原子炉の各種計装系へ与える影響の

検討はほとんどなされていない。ただ，原子炉火災において，電線ケープあるいはそれが通過し

ている壁等の耐火実験払 31)は試みられている。またTMI事故において格納容器内11:露出して

いるタミナルボックスの破損率は 796であったととも報告されている。32)

5.2.4 水素の燃焼，爆発防止のための対策

以上11:水素発生，燃焼.爆発11:関して概観したように.どのような規模の SCD事故でも.そ

れによる水素発生量は現状の格納容器設計ベースの根拠となっている水素量を大巾に上まわって

いる乙とは確実であり，その燃焼，爆発による格納容器の損傷も如何なる手段を用いても防がね

ばならない重要な課題であるととは明らかである。

との分野の開発研究は現状の格納容器特にアイスコンデンサ型の格納容器ヘパックフィットさ

せる目的でなされているものと，現在の格納容器を改良する目的のものとがある。

(1) 強制着火燃焼 (Burning)と霧状水滴の散布 (Waterf C''{gi 噌)

Buring法は格納容器内11:配置した点火装置により雰囲気が爆蘭限界内の濃度11:速する前に強

制的に着火して燃やす方法である。との分野では着火装置の開発研究33，34)と燃焼によって生ず

る絡納容器への熱的，静庄的な影智の緩和を目的とした Waterfogging法の評価研究明が進め

られている。

Burning法の安全性の評価において，水素がかなり遅い速度で一次系から放出し，格納容器内

ですみやかに混合するような事故シナリオ，即ち可燃混合気カ£不完全燃焼する混合比になるよう

な羽合有用であると見倣されている。しかし，混合気が爆轟限界内濃度になるような事故シナリ

オに対してはむしろ有害とさえ宥倣されており，さらに安全性の評価を行う必要がある。

強制的にせよ，自然にせよ水素が燃焼すると格納容器には熱的，静圧的な荷重がもたらされる。

Water fogging法は格納容器雰囲気11:予め 10-50prnの水摘を浮遊させておき.その蒸発熱

を利用して水素燃焼時に発生する熱を吸収し a 格納容器への熱的，静圧的な衝撃を緩和させる方

法である。図 5.8及び5.9はそれぞれ水滴の量をパラメタとし水素濃度とその燃焼によって生ず

る静圧上昇及び温度上昇を評価されたものである3の水滴量のO.0596は，浮遊できる最大量であ

る。両図から明らかのように， Water foggingの熱的，静圧的な緩和効果はかなり大きいとと

がわかる。緩和訟としてBurning法を採用する掛合.それによって生ず'る熱的，静圧的衝撃を緩

和する Waterfogging 法を組合せる ζとが考えられているが，またぷ，1;;主的な確証はない。

(2) 混合気の不活性化

-108-

JAERI-M 82-039

t,

. Si 5.3

Vent

(CF3Br) ICcfcSi^fDOT^ii^SlCfctirii* t^ lTl 1 S,,36'37'^ n y , O, OHfffl

tzar,

/:. McHale

LT,

(3)

LT Vent §>*mt6 C £%mmtc FILTRA

'So

*S-e(*Zion i Indian Point

(4)

- 1 0 9 -

JAER{-M 82-039

雰囲気の酸素濃度を前もって制限し，事故時iζ生ずる可燃混合比を常1<::燃焼限界外に置く方法

と，事故時の雰囲気1<::或る種の薬剤を散布するζとにより水素爆発の開始反応(水素爆発は一般

の連鎖反応であるので，開始反応，成長反応及び停止反応で構成される)を抑制する方検とがあ

る。前者は現状の BWR格納容器lとおりる水素の爆発対策としてとられており，後者については，

ハロンガス(一般には消火剤として使用されている)による研究が進められている。

BWR格納容器iとおりる窒素ガス置換による荷舌性化は，図 5.31<::LOCA時の水素ガス混合

比で示されるように，所定の置換率が厳重に守られる限り燃焼も爆発も起らなb、。しかし，大量

の水素放出が予想される SCD事故では，燃焼，爆発が起らない場合でも格納容器を過圧にする

可能性が生ずるので，後で述べる VP.'1t型格納容器の検討を含めて水素対策を立てる必要がある

と考えられる。また，格納容器雰回気を常時窒素ガスで置換しておく乙とは，費用がかかり過ぎ

る乙ととか，保安点検作業をする上で危険を伴うなど別の懸念も提示されている。

ハロンガス (CF3Br) による緩和研究は米国において進められている。ぉ，31)ハロンカスは水素

の着火時に生成されるH，O.OJ.l'等のラジカルを効果的lL捕捉しその後の反応を抑制する作用を

するので，燃焼，爆発を緩和できる。図 5.10は実験で得られた水素，空気，ハロンガス三元系

の可燃限界を示したものである。常温，大気圧条件において上記三元系ガスを完全に不活性化す

るに要するハロンガス濃度は約 24%である乙とを示している。また. McHale 39)は上記三兄

系IC水蒸気を加えて温度 21-49.C，圧力 1-3気圧で実験して，水蒸気添加の影響は極めてわ

ずかであるという結果も得られている。

以上の実験結果をもとにして.米国の消防協会38)は. 10-20%の安全率をみて， 31.4%の

ハロンガス濃度を要求し，乙の携度は事故後の格納容器内で予想される温度，圧力及び着火源を

考慮しでも.爆燃を防げるとしている。しかし.上記条件は事故時IC予想される格納容器の全て

の雰囲気条件をカバーしていないし，他1<::有効な添加物のサーベィも含めてさらに研究する必要

均五ある。

(3) Vent型格納容器39，40)

水素の大量放出及びその燃焼，爆発による格納容器の過圧破領を防ぐため，事故後の格納容器

雰囲気ガスを予めフィルタを通して環境へ放出する方法と，雰囲気の水蒸気成分を凝縮させた後

水素を強制的IC燃焼させ，さらに残留ガスを予備の大型容器U:逃がす方法とが検討，研究されて

いる。

スウェーデンでは，原子力発電に関する国民投票によって全ての軽水炉格納容器の改良を余儀

なくされおり，改良型格納容器として Vent型を採用することを前提に FILTRA計画が進んで

いる。乙の計画の中において，グラベルベット内における水素燃焼及びFP除去の実験がなされて

いる。

米国ではZionとIndianPoint原子炉を対象として改良型格納容器の検討がなされている。

ω 水素濃度のモニタリシグ法

今までの安全解析における事故時の水素生成は，水の放射線分解によるものが主で，ジルコニ

ウムのような金属と水蒸気との反応によるものはほとんど考えられていなかった。また.前ICも

述べたように水の糊槻分解による水素生成適度は非常に遅<，現存の水制情器及び測定法で

も，その濃度調11定IC.は兎分11:対処できた。しかし， SCD事故時IC起る金属水蒸気反応のように

ー109-

JAERI-M 82-039

1 • 4 2 )

Technique Sensitivity (mole # in air)

Thermal Conductivity Gas Density MIS Gate Electrochemical

5 x io~4

5 x 10-3

?

0. 05

(±S®Thermal Conductivity

. Lawrence Livermore - ^ ' J

^ i i ^ t? s O43)

5.3

5. 2

(1) (I) J ^ n i

LOC A "CECCS

c-uoo-o tt—J

/•:, 1400 °CJi

(iii)

>

n, (1850 °c; Ji

- n o -

JAERI-M 82-039

一時に大量IL生成される水素濃度調1)定には応答の速応性が要求されるととから，現存の測定器及

び測定法は利用できない。

現在利用できる水素検出法としては下記のものがあるp，42)

Techniqu旧

Thermal Conductivity

Gas Density

MIS Gate

E lectrochemic al

Sensitivity (mole % i n air)

5 X 10-4

5 x 10→

?

0.05

乙の他iζ高感度の測定器としてガスクロ 7 ト分析器(上表のThermal Conductivity法の

応用)があるが，乙の方法もパッチ測定であり速応性及び濃度分布測定の上で難点があるo

以上示したように一時に大量の水素放出がある SCD事故時において要靖される性能(速応性，

広い濃度測定範囲，広い測定空間，苛酷な条件下での作動等)を具備した測定器及びシステムは

現状ではない。以上述べたことに鑑み， Lawrence Li vermore Lab.において水素モニタリン

グシステムの開発が進んでいる。43)

5.3 成果と問題点

5. 2節で述べた今までの研究成果から次Ir示す事柄が今後の問題点として提起できる。

(1) 水素生成IL関するもの

( i) ジルコニウムー水蒸気反応

燃料被覆材一水蒸気反応ICよって生成される水素量及び速度は，水蒸気の供給量が充分な場合

被覆材の溶融温度(1850 'C)付近まで被覆材の露出割合がわかれば概算できる。しかし，事放

時において燃料被覆材のr&出割合を適格IC評価する方法が確立されていないので正確な水素生成

量の算出ができなb、。また，大規模な LOCAでECCSが働かないような場合.水蒸気供給量

が制限される乙とが考えられる。このような場合の水素生成量と速度は水蒸気の供給量と供給速

度によって決まる。現在その詳細な解析法はない。

1850 'c以上では被覆材は溶融する。溶融した状態のジルコニウムー水蒸気反応の速度定数は

わからない。

(ii) ステンレス鋼一水蒸気反応

ステンレス鋼一水蒸気反応による水素生成量及び速度はその溶融温度 (-1400'C)まで一応

計算できる。しかし，炉心を構成するステンレス鋼の温度と裸の状態の炉心の温度の関係を示す

データは解析値はあるが実験では見当らない。また， 1400 'c以上の温度になるとステンレス鋼

は溶融するが，熔融した局合の反応速度式はジルコニウムの場合と同織にない。

(jjj) U02ー水蒸気反応

ジルコニウムの溶融温度 (1850'C)以下において U02ー水蒸気反応の速度式は一応定式化さ

れ，水素生成盆及び速度は概算できる。しかし， 1850 'c以上の淘度では，被極材を含めて評価で

-110-

JAERI-M 82-039

Ov)

, fc-3— i G (O 2 )

n y ^ ij - h

(a

(ii)

(iii)

(iv)

(V)

L^L, SS,

(vi)

- I l l -

]AERI-M 82-039

きないので，燃料要素の破境挙動とともに水素生成11:関する研究が必要である o

uv)水の放射線分解

水の放射線分解の主要因子である事故時の放射能量，エネルギ，及び冷却水への吸収エネルギ

は一応計算できる。しかし，もう一つの主要因子である事故時の G (H2JとG (0け値は，種

々の因子特11:溶存水素濃度，沸騰の程度11:左右されるので事故の状況.場所11:応じた評価法を擁

立する必要がある。

(v) 融体ーコンクリート反応

コンクリートの熱分解挙動については多数実験され，コード化する試みもある。しかし，それ

によるガス生成はコンクリートの種類，履歴によって左右されるのでコンクリート自身のモデル

と反ωモデルと結び付けたモデルの開発及びその検証が必要である。なお，融体ーコンクリー卜

反応によって生成される非凝縮性ガスは格納容器を過圧に導くと看倣されている。しかし，その

ガス組成は熱力学的に求められたもので実験データではなb、。最終的なガス量のピ団は完囲気の

ガス組成を考慮して，融体上の燃焼挙動と最終的なガス量及びその組成を求める実験が必要であ

る。

(2) 水素燃焼，爆発に関するもの

(i) 格納容器内における水素の混冷

格納容器を想定した大型容器内での拡散・対流混合11:関する実験・評価はいくつか行われてい

る。しか l.実際の格納容器あるいはモックアップを使った実験はなく，また，混合状況は個々

の格納容器の形状.寸法，事故シーケンス，安全保護系の機能等11:応じて大きく変るものなので，

炉型iζ応じた実験や評価計算が必要である。乙の実験，評価は格納容器の水素対策を選択する上

でも重要であり，原子炉の水素研究において最も不足している分野である。

付i)燃焼の限界

水素・空気または水素・酸素混合気の燃焼実験はかなりのデータがある。しかし，炉心溶融事

故において問題となる高温高圧の雰囲気条件に対するデータが少なく，特101<蒸気等を含む多成

分のデータが不足し Cいる。

(iii) 着火条件

小さな電気スパークにより爆燃が生ずる条件については比較的よくわかっている。しかし，強

いスパークにより爆轟が生ずる条件に対しては定量的に評価できる十分な知見はない。

(jv) 火炎伝播速度及び爆燃のメカニズム

層流的な爆燃については比較的よくわかっている。しかし，火炎前面が乱流的になり爆轟11:発

達する過程の燃焼 (Quasi-det onationJ についてはデータが極限られており，逆11:爆轟炎が広

い空間11:でて爆燃とはって拡散してゆく挙動についても殆んど知見がない。

(v) 爆轟発生条件

水素・空気または水素・酸素i昆合ガスの比較的低温低圧の初期条件下における爆轟発生限界に

ついては比較的データがある。しかし，高温，高圧条件下及び水蒸気を含む多成分系の条件につ

いてはデータが極めて限られている。

(vj)爆轟の伝揺速度，衝撃圧力の発生

伝錨速度は比較的低温，低圧の初期条件においてデータがあるが，高混，高圧及ひr*蒸気が加

-111 -

JAERI-M 82-039

fr, fjS£E7J(i Chapman-Joujet ©—

* So

(3) 7

TMI

Water foggingft, : Burning^,

z Vent

5.4

(A)

(1)

LT

7K©a(iPWR (2440 MWt) ^ * 5O -^^a - 2 A*J 100 5KSje

, BWR (3290 MWO t:'|<)26m3T'

2;

- 112

]AERI-M 82-039

わった場合のデータは少なb、。また，衝撃圧力は Chapmanづo吋etの一次元モデルによる評価

法がある。しかし， ζれは著しく理想化されたものであり，水素の爆掃と結び付けて実際にそく

した解析法を確立する必要がある。

!lii)爆燃から爆轟への遷移及び爆轟のメカニズム

遷移lζ関する研究は密閉系におけるものが比較的多b、。しかし，格納容器内のような開放され

た場所では極く限られたデータしかないので，定性的には理解できても定量的に評価できるほどに

十分には理解されていなb、。また a 爆轟の全体的な挙動は，単純な衝撃波伝播の一次元モデノレで

一応評価できるが，細部のメカニズムについてはあまり解明されていない。

(3) 水素燃焼，爆発対策lζ関するもの

TMI事故以来，水素の大量発生とその燃焼，爆発に対処するため幾つかの緩和法の検討がな

されてきた。現状の絡納容器に対して瞥定的な指針を与えるために検討されてきた Burning法，

Water fogging法，ハロンガス法，及び窒素ガス不活性化法は，或る事故シナリオ11:対しては有

効であるが，全ての事故シナリオ 11:対して有効であるとは限らず，かえって7 イナスの面も持っ

ている乙とが次第に明らかになりつつある。最後に述べた Vent型格納容器への改良も含めてさ

らに詳細な検討を積重ね，早い時期Iζ国として格納容器の水素燃焼，爆発対策の方策を提示すべ

きである。

5，4 研究テーマ

軽水炉のSCD事政時における工学的な水素研究は国の格納容器水素対策法の決定に負うと乙

ろが多い。しかし，その対策がいずれにあっても基本的に変らない研究分野も当然存在する。乙

乙では，その分野を中心iζ取り上げる。

(A)優先度が高いもの

(()水素発生11:関するもの

1)水蒸気供給量の評価*

水素発生原因の大きなものとして，ジルコニウムー水蒸気反応がある。乙の反応による水素

生成速度及び畠は水蒸気供給いかんによって決まる。ジルコニウムが 100労反応するに必要な

水の量は PWR (2440 MWt)において約 7m3であり .B WR (3290 M Wけで約 26m3で=

あるので，事故シナリオ次第では水蒸気供給量が不足する乙とも考えられる。炉IL'構成材水

蒸気反応によって生ずる水素盆は事故シナリオ 11:応じた水蒸気供給速度及ひポ鼠の評価と関連さ

せた算出法を確立しておく必要がある。

本評価は必ずしも水素発生の立場からのみでなく，燃料集合体の冷却挙動.FP挙動等の評

価の上からも必要である。したがって，本研究は SCD事故解析がベースとなるもので，事故

シナリオあるいはシーケェンス作成土の必要テー7 と考えてよい。

2)炉心構治材の温度評価*

上記の水素発生現象は沼度の関数である。したがって，炉内の対象となる構造材の編度評価

'水ZP:の発生だけに限った問闘でなく第 3J;'i:の損傷炉心の熱挙動と併せて研究されるべきものである。

ー112-

(D)

7

2) mm.

3)

©©—

(ffl)

JAERI-M 82-039

1) fcMMM<Dit$kmz5-z.&m9, SO"

2)

(iv)

--5 A o l ^ o 5{gUS L*»

- H 3 -

J AERI-M 82-039

は水素の発生量を知る上で重要となる。乙の研究テー7 も上記と全く同じ理由でSCD事ぷ解

析上の問題と見倣される。

(0) 水素の燃焼.爆発Iζ関するもの

υ 多成分系(特iζ水蒸気.N2) の燃焼限界の評価

水素.空気または水素・酸素混合ガスに関する燃焼限界は，比較的低温，低圧の初期条件下

ではよくわかっている。しかし.高温，高圧下及び水蒸気，窒素 (BWRでは格納容器雰囲気

が一部N2で置換され水素燃焼の不活化をはかつている)が混合した場合についてはデータが

多くない。

本研究は事故時lζ予想されるガス組成，温度，圧力条件下における燃焼限界を知るための実

験であると同時に，緩和法の確立に必要なデータを提供する。

2) 爆燃，爆轟発生条件11:関する研究

上記研究テー 7 と全く同じ目的のもので，対象がより危険な爆燃，爆轟になったもので・ある。

特Iζ爆燃から爆轟への遷移条{半(爆轟発生条件の一つである)については研究例も少なくよく

わかっていない。なお本研究にはもう一つの爆轟発生条件である着火条件(主として電気スパ

ーク)の究明も含まれる。

3) 炉型と事故シーケェンスを考慮した水素燃焼の評価

燃焼の有無は基本的にはガス組成と着火源の有無によって決まる。しかし，悌世な構造をし

た格納容器と複雑な熱水力学的挙動をする事故後頭覇気を考えると.着火課、は何処にでも有ると

考えられるし，ガス混合比も炉型，事故シーケェンス及び安全保護系の機能を考慮した評価が

重要であるといえる。

本研究は実炉における水素燃焼の有無，燃焼の場合はその規模，それによる格納容器の破損

の有無，程度を明らかにするための解析コードの開発であり，従って総合的な評価が要求され

る。また本研究は国として今後の格納容器の水素対策の方向を早急に示すために必要とするも

のの一つである。

(皿)水素燃焼の影響lζ関するもの

水素燃焼を前提として格納容器の設計変更を行い，あるいは緩和策がとられればその重要性を

失うが，現状の設計の格納容器であれば，かなり重要度をもった研究テー 7 である。

1)水素燃焼の計装系11:与える影響，及び Survivabilityの高い計装系の開発

事故時の放射線，温度，スプレイ等による計装ケープルの鍋傷11':関する実験は原研高崎砂院所

で実施主れてきた。格納容器内で水素燃焼が起ると，その熱的影響は上記領傷よりも重大な絹

傷を及ぼし，事故を拡大する可能性をもっ。したがって.水素燃焼が計装系に与える影響を調

べると同時に燃焼による熱的破損11:耐える計装系の開発をはかる必要がある。

2)動荷重の評価研究(詳細は第7章で取扱われている)

(N) 水素燃焼，爆発の緩和iζ関するもの

υ水素燃焼，爆発緩和法11:関する研究

現在の水素11:関する絡納容器の設計ベースは主として水の胸槻分解による水素発生速度を

もとにしており，ジルコニウムー水蒸気反応によるものは LOCA時の ECCS性能評価をベ

ース ιして全ジルコニウムの 1%の5倍程度しかみていなb、。乙の程度の水素量及び生成速度

-113-

JAERI-M 82-039

^Ttt, S!ffi(i)Barning&<!: Water fogging £ , (ii))I&SvfflInnert

It, (iil)Vent H!t&IW§^0 3offl^iS-C1iitofe>nT^5o i J ^ 2

, Hi

2)

CD

(B)

( I )

(100eV fflx

G(H2) Rtf G(O 2 ) li«fc

, pH,

L'C*J< -i 2)

(H 2 , C O ,

(B)

- 114 -

JAERI-M 82-039

であれば.現在の格納容器容積と水素再結合装置によって処理で‘きる。しかし， SCD事故時

の金属一水蒸気反応のように4寺に大量に発生する水素を処理するものはない。

水素燃焼緩和法については，現在(i)Barning法と Water fogging法.(iil混合気のInnert

化.OiIlVent型格納容器の3つの方法で進められている。前者 2つは現状の格納容器における

対策であり.後者は格納容器を改良するととを目標としている。

本研究は，前11:述べたように，国としての格納容器水素対策法の決定によって左右される。

信頼性の高い緩和法確立のためには，国情11:合ったシステムの充分な検討と検討結果の実証試

験が要求される。

2) 水素濃度調IJ定法の開発

現在，水素濃度の測定は格納容器外11:導いてガスクロ 7 トグラフィあるいは電気化学的な方

法でなされているが，乙のような測定法ではSCD事故条件下で起る急激な濃度変化には追随

できない。さらに，水素濃度は必ずしも絡納容器内で均ーになるとは限らない点を考えると測

定位置，測定データの解析などー質した測定システムの開発が必要となる。

本開発研究は今後提示される水素爆発緩和法とも関連したもので.正確な測定による状況の

把握なくしては水素燃焼，爆発11:対する適切な処置が取れないととはいうまでもない乙とであ

る。

(B) 優先度がや、低いもの

(1)水素発生IC関するもの

1)水の放射線分解の実効G値に及ぼす環境の影響評価

水の糊す線分解による水素，酸素生成の因子のうち，実効G値(100eVのエネルギ吸収に

よって生成される分子数)の評価が最も困難であり，あまり解決されていない問題である。現

在のと乙ろ，純水11:対する水素生成の初期G値は一応確立していると考えられるが，事故時の

ように大きな環境変化を伴う場合の実効的な G(H2) 及び GC02)はよく分っていない。実

効G値に影響を与える因子として温度.pH，溶存水素ift度，不純物濃度，沸騰等があるが，

乙のうち特11:，溶存水素濃度及び沸機の程度によって実効G値は著しく左右されるので，事

故の状況に応じた評価法を確立しておく必要がある。

2) 融体ーコンクリート反応による可燃性ガス発生に関する研究

第 3章において，融体ーコンクリート反応11:対する研究テー 7 が提示されている。本研究テ

ー7 は乙の提示の研究の一環としてなされるべきものである。

ζの反応、によって生成されるガスは格納容器を過圧にする可能性をもっており.生成される

ガスのうち可燃ガス (H 2 • CO .炭火水素等)は融体上で燃焼い既11:蓄積されている水素カ"ス

を燃焼，爆発11:導く可能性をもっている。したがって，最終的なガス量とその組成を求める実

験と融体上の燃焼を把鋸できる実験が要求される。

(D) 水素燃焼11:関するもの

1) 格納容器内等の水素混合11:関する実験

前IC述べたように，水素の燃焼はガス混合比によって大きく左右される。したがって，いか

に水素及ひ'酸素の発生を正確に見積っても.乙れらのガスがいかに混合しているか，或いは混

合していくかを知らなげればiT.uf!.:な燃焼，爆発の評価はできない。

-114 -

JAERI-M 82-039

ttz.

(C) A, (I) *3Jt3S£K§g-f 5 fcffl

(Zr: 1850 icm±. X T ^ U * S 8 : 1400°CJi(±. UO2 : 1850°CJil±)

2) ^ y * , ^ •,**(DZr

- 115-

JAERI-M 82-039

格納容器を想定した大型容器内での拡散や対流混合についての評価は幾っか行われているが

十分なものではなく，実際の格納容器或いはモックアップを用いた実験も見当らなh、。また，

混合の状況は個々の格納容器の形状.寸法及ひ事故の状態に応じて著しく異なるので，個々の

格納容器の設計及び緩和システムに対応した実験や評価が要求される。

本テーマは.園として格納容器の水素対策の方向が確立した後早急に実施する必要のある実験

であり，現在研究が最も不足している分野の一つである。

(C) A. Bより緊急度が低いもの

川水素発生11:関するもの

1)高温 (Zr:1850'C以上，ステンレス鋼:1400 'c以上.U02 : 1850 'c以上)における

金属一水蒸気反応定数の評価

2) ペンキ，メッキ中のZr及びアルミニウム配管彼榎材とスプレイ添加剤との反応による水

素発生の評価

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( Sttftjfe )

( **»& ) ricom<D11!m****)-

• Burning • Water fogging

Flow-chart of hydrogen behaviors in SCD accident

-119-

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梅納容器ヌプレイ対策又は緩干¥l法

-再結合器

• Burning

• Water fogging

-不活性化

• Yent型格納容器

納的影情

熱焼ICよる温度上昇

Flow圃 chartof hydrogen behaviors in SCD accident

図5.1 水素の発生及び爆発現象のフローチヤ四ト

-119-

JAERI-M 82-039

3000

2500

O 2000

F 1500

£ 1000

500

UOjM«ll {2840°C)

CORE RAOIAL REQIONS

Central Outer ' X

a or (3ZrMell(18OO°C) —l.lj.i.Il—-f -^•

10 50 20 30 40

TIME AFTER CORE BEQINS UNCOVERINQ (MIN)

Simplified Temperature as a Function of Time After Uncovering EI 5.2

IOO r

• 0 % STEAM O FB STE& V 5 - 7 % STEAM Q 7- 10% STEAM O fO-15 % STEAM

6 7 S 9 10 II 12 HYDROGEN CONCENTRATION (%- VOLUME)

Degree of Combustion in Hydrogen:Air:Steam Mixtures

135.3

- 1 2 0 -

JAERI-M 82-039

3000

ー---002 M・11(28400C)・・・・ー・"・・ーーー---・司ーーーー・ー四・・・

CORE RADlAL REGIONS

Cenlr.1 Ouler

、 1234511 7 8 一--CI町 sZrMell (111∞I"C)・・ h ー・.-..-------一・ー一-

2500

20∞

1500

1000

向。。】凶

gD』「4E凶晶、a凶』F

500

50

TIME AFTER CORE BEGINS UNCOVERING (MIN)

S1由plifiedTemperature as a Function of Time After Uncovering

図 5.2 冷却材喪失後の燃料破覆材温度の計算例

40 30 20

0

10

• Q % ~TEAM Covar.・l，11. o 0 % STE刷

マ5・7% STEAM

ロ7・10."STE刷。ro・15% STEAM

口。JM1ノV-lto d

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100

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5

M

W

関MH

10

ot 12

Desree of Combustion in Hydrogen:Air:Steam Mixtures

図5.3 水栄一空気ー水鶏気混合気の不完全燃焼度合

帽 120-

11

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Flammable limits

75°F, Opsig

-O 300°F. 0 psig

— — O - — 300°F, 100 psig

80 60 40 20

Hydrogen (. v/b)

Sample of gas compositions and flammable limits In Wetwell

In BWR SCD accident

. 4 BWR ( 3290 MWt)

Blowdown '<k<MS7-%.

•& % ; 12.7 x 10' Kg 14.38 x 101 mole )

T ? g l S f t S » i » h 0

; 1008Zr £ £ * ( 3.1X10'Kg, 1.5 x 101 mole) (0 1 -100 %

A ; 5 0 *

• ; 75«

- 121 -

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100

0

Flammable limits

一仁oJ

34γ 。，rng

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O

A

O

泊四V一4

a

a

τ

φ6

ー・圃E ・E ・-750F. 0 psig

ーーー0()ーー・ 300"F.0 psig

一-ー-0ー.-300oF. 100 psig

0

100

「

oi-A」

人、で

20 40 60 80

Hydrogen t v/o)

Sample of gas compositions and flammable limits in Wetwell

in BWR SCD accident

BWR ( 3290 MWt)のLOCA時において予想されるウェットウェ山内のガス組成と燃焼

Blowdown後のガス量

空気 12.7x 10' Kg (4.38 x 10・mole)水薦気 55'c (一定〉の飽初水蒸気圧

水素 100~Z r反応最(3.1 x 10' Kg. 1.5 x 10. mole)の1-100必

図5.4

国 121-

. 通常組成の空気

企 50~ 拘置検ιfこ空気

・ 75~ N，置換した空気

100

/'Aasuned \ \Detonation r e g i o n /

30

20 40 60 SO 100

Fraction of 2r-H20 reac t ion (%)

20

o° a io

/Assumed ^Detonation region/

(Flamnability region)

Ice Condenser type (4 loops)

Dry Containment 4 loops 2 loops 3 loops

i i

3. CO

20 40 60 80

Fraction of Zr-H20 reaction (%)

100

[15.6 Zr-

Relation between hydrogen concentration in containment and fraction of Zi~H2O reaction in PWR

(PWR)

Relation between hydrogen concentration in containment and fraction of Zr-H20 reaction in BWR

5 Zr — H2OJxlEl£J; oTfe&"t"-57ttil0i£#i1JS}§l*r<lSE (BWR)

Ice Condenser type (4 loops)

吉田T富田時

lS由

Dry Contain皿 nt4 loops 2 loops

3 loops

IAssumed ， ¥Detonatlon reglonJ

30 1叩

80

20

10

(HV同OJ胃“咽hHU居。

u国quaω岨ohH司h国

Reactor PO冒ertype (t制的

55E1ii 。Markl(;kU ) llO

(Fl.a圃闘.bilityreglon)

白H

v

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H

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AHVE--2

・hM固咽

HMEOUE咽一回6haMh国

t-NMl

100 20 40 60 80

Fraction of Zr-HzO reaction (%)

。。20

Relation betwe邑nhydrogen concentration in containment and fraction of Zr-H20 reaction in PWR

図5.6 Zr-H20反応によって生成する水素の格納容器内濃度 (PWR)

。la盟国.bi1ityregion)

20 40 60 80 100

FractioD of Zr-HzO reaction (%)

。。

Relation between hydrogen concentration in containment and fraction of Zr-H20 reaction in BWR

Zr-H20反応11:よって生成する水素の格納容器内濃度 (BWR)図5.5

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- 75°F, Opsig

— 300°F, 0 psig

— 30CCF, 100 psig

100 100 80 60 40 20

Hydrogen Cv/b)

Sample of gas compositions and flammable l imi ts in PWR SCD accident

13 5. 7 PWR ( 2440 MWt) ffi LOCA B#ICfc#5

-. 69500 m3

Blowdown $£>#:**

S SI ; 81X10'Kg ( 2.8x10'•*/!>) * i i t l ; 75.5x10'Kg C 4 .2x io '*^) * M ; 100*Zr ( as x jo1 Kg. 4.2 x JO'**) : •

50 « Z r t 4,25 xio'Kg, 2.1X1O6*^): A ; 346KPa/117"C

- 1 2 3 -

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100 0

一一一圃ー 75D

F.Opsig

ー--0--30ぴF.100 psig

0 100

一ーベ::>-ーー 30Cl'F，Opsig

「oi-a」

，-T

20 40 60 80

Hydrogen t v/o)

Samp1e of gas compositions and f1am皿ab1e1imits in PWR SCD accident

PWR ( 2440 MWt 1の LOCA時における

格納容器内の水蒸気ー空気一水素組成

図 5.7

絡納容穏容積;69500 m3

Blowdown後のガス量

空気 81x 10' Kg ( 2.8 x 10・モル)

水諸気 75.5 X 103 Kg l 4.2 x 10・モル)

水素 100% Z r ( 8.5 x 10' Kg. 4.2 x 10'モル):・50労Zrt 4.25 x 10' Kg， 2.1 x 10・モル):企

圧力/温度 346 KPa/117.C

ー123-

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i 5

|

INITIAL CONDITIONS:

T - M 8 K - 2 S C P » 100 fcPl a 1 ATM. 100% RELATIVE HUMIDITY

STOCHIOMETRIC RATIO

0.00% • NO DROPS

0.01% • VOLUME FRACTION OF DROPS

0.02%

0.03%

0.04%

0.05%

t 12 16 20 24 INITIAL HVOROCEN CONCENTRATION. Wo

Ratio of Final Pressure to Initial Pressure as a Function of Initial Hydrogen Concentration and Volume Fraction of Water Drops

0 5.8

2500

i | 1500

g

INITIAL CONDITIONS: T - 29» K - 25 C P - 100 kP> « 1 ATM. 100% RELATIVE HUMIDITY

STOCHIOMETRIC RATIO

- INITIAL TEMPERATURE

I 12 1C 20 24 INITMk-HVSROGEN CONCENTRATION, Wo

Final Temperature as a Function of Initial Hydrogen Concentration and Volume Fraction of Water Drops

BJ5.9

- 124-

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2

O.OO~ • 110 DROPS

0.01司・VOLUMEFRACTlON OF DROPS

0.02~

0.03~

0.04完

0.05~

' t附TlALCONDI司OH$:

r-Z9IK-25C p・1∞kP."1 ATM. loo~ RELATIVE HUMI副TY

STOCHIOMETR陪RAno

，，

..

・3a

-

dgD岡田凶匝島

ddzEz-aE2田沼

居

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11 12 16 20 24 211

IIIITlo¥ιHYOROCEII CONCENiRo¥TION. Vlo

Ratio of Final Pressure to Initial Pressure as a Function of Initial Hydrogen Concentration and Volume Fraction of Water Drops

図 5.8 圧力負荷に対するWaterfoggingの効果

25ω

IIIITIM. CONOITIONS: T-Z9IK・25Cp・100民，._1 ATM. 1oo~ RElATIVE HUMIDITY

STOCHIOMETRIC Ro¥TIO

捌

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冨.困E2』Fda凶・四重凶』

FJdz-u圃

。よ 4 4・・ふ咽戸ー・

211 . ~ ~ ~ ~

IIIIT_￥畳ROGENCロNCE制TRATION.vf，。

Final Temperature a8 a Function of Initial Hydrogen COscentration and Volume Fraction of Water Drops

図5.9 熱負荷11:対するWaterfoggingの効果

-124 -

JAERI-M 82-039

1301

(DNo Explosion

OExplotion Propagittd

A Partial Propagation

\ / \ Noncxplotive Region

VVVV

Explosion Limits, H2:Air:1301

15.10

- 125-

H 2

白地 Explosion。Expla5ionPr叩刊attd

~P"tial Pr叩叩I;on

JAERI-M 82-039

700F

E・tm

Ory G・5esSquib Ignition

Explosion Limits， H2:Air:1301

図5.10 水素一空気ーハロンガス三元系の爆発限界

-125 -

Aげ

JAERI-M 82-(139

6.

6.1

<9, ttz, IB

25- 29 tt*lfi:J:ilc x^tz/umtmmirm

, BWR o«fc •5

t te£5 i <f 4 »%•%.£&=%%. Ztl50 7 ^ A .>, -fe y ^

CA l£iBH^5 PWR - I

XfiBWR- I ©y-*'eiir.©j£M$fe/jifgS£ftTfc9, H6. 2 K^ f £ite$$MX-

£LT!i SL-ir* ( 2 )

- 126-

JAER[-M 82-039

6. 水蒸気爆発

6. 1 事故現象

冷却材喪失事故等で』炉心の冷却能力が低下するか，あるいは，反応度事故における異常な出力

上昇によって，炉心が溶融し，溶融した燃料が落下又は飛散して冷却材と接触すると乙乙で爆発

的な蒸気発生をひき起す乙とがある。このような，高温の溶融物体がより低沸点の液体と直接接

触した際fr.生ずる急激な蒸気発生を蒸気爆発と呼んで.古くは.金属の精錬や鋳造工業において，

水等が残っている容器fr.溶融金属を注いだ湯合fr.大爆発が起るために問題となり，また，同様の

現象は火山の爆発で溶岩が海中fr.流入する際にも観察されている。

原子炉の炉心損傷事故においては，冷却能力低下fr.起因する炉心溶融の場合には.すでに第 3

市において図 3.25-291r.示したように諒融炉心が下部支持構造物を過して，又は乙れを破断さ

せて圧力容器肢に落下し， ζ乙fr.i摺っていた冷却材と接触して蒸気爆発を起す。さらに.乙の結

果吹上げられた冷却材がまだ落下せずに支持構造物上に残っていた溶融炉心中に注入されると.

乙乙で又，二次的な蒸気爆発が生ずるおそれもある。また，圧力容器底fr.落下した溶融』伊心が十

分Il.冷却されないと.溶融炉心は圧力容器を溶融貫通し，格納容器内に落下する(第 3，章図 3目 30

参照)。乙の場合.格納容器底部IC冷却J7}<があると乙乙で蒸気爆発が生じる。図 6.lli乙のよう

な蒸気爆発の発生のおそれがある個所を示したものである。一方.反応度事故の場合のように，

冷却材は存在するが，燃料が急激な過熱を起す条件の下で燃料が溶融するような場合には，溶融

燃料が被糧管の破損口から冷却材中Ir.噴出混合し，炉心部で激しい蒸気爆発を生じ，衝撃的な圧

力波を発生すると共IC，BWRのように閲水面がある場合には炉心上部の冷却材を吹上げる。

以上のような蒸気爆発が生じた際の破境力としては，急激な蒸気発生に伴う衝撃的な圧力波，

蒸気の膨張によって吹上げられた冷却材が容器墜に衝突する際の水撃力，および，乙れらの原因(1)

で炉内情造物が加速されることによるミサイル発生とが考えられる。ラスムッセン報告の中で

最も大きな影響を及ぼす可能性のある事故伊!として示されている LOCAfr.起因する PWR-1

又はBWR-1のケースではとの蒸気爆発が仮定されており，図6.2に示すような経過で蒸気爆

発が生じ乙の結果吹上げられた冷却材の塊が圧力容器の頂部lζ衝突して水撃力を及ほ.し，圧力容

@ITW官が破約して，容器部材や制御棒駆動機構等が吹き飛ばされてミサイルとなり.乙れが栴納

容Mを破局して放射能の地上放出をひき起すとしている。また.実際lζ蒸気爆発':'主主じた事故例

としては SL-1事故，(2)がある。これは，小型の板状伊が PWRの定期点検中iζ生じた反応度事

散であるが，作業目が誤って制御俸手手で引抜いてしまったために急速な出力上昇が生じ，燃料

が溶融して蒸気爆発が起った。乙のため，水撃力により圧力容器ICJニ向きの力が働き圧力容器は

JlJ)聞の I次系配管を全て分断して飛上り約 3m上方にあるクレーンと衝突したことが事放調査の

結果明らかにされた。

以上lζ述べたように，務~\爆発は裕融伊心が冷却材と綾触する事態 fr.去った局合lζは卜分にそ

の発生が予定!ðれる王印象であるが，この現象は一般に次のような過程をたどって生起すると~・え

一126-

JAERI-M 82-039

(0 © iZWtttmm • i l & L ^ S f e ® ^ . ^tfi}&?>^(imm^mm-CW\^it (fragmentation)

^jgl x # ;i,**-©f5J%^aWW« x * ;u4-'- IC « 6 M t

(2)

(3)

(4)

6.2

6 . 2 . i

LOCA 4kft-TT"<?>iiifomm<t>mM'mTim?z>wi!>it, as* KfK © Hagen

ttz, CtD Hagen HSflcLTfe. UO2

. , - f e

, i3 - h(4) t?(i s -10 I-

^ ^ t r r ^ T - O H C I R A n ^ W t i T ^ - ; - i L T I i M A R C H ( 5 ) ( * . Bat te l le

Columbus. L a b . ) f . K E S S , EXMEL, MELSI I^ 6 1 ^*! ! . S t u t t g a r t U.) ^

tto,, EXMEL *si»(i MELSIM 3-Ko^

- 127 -

]AERI-M 82-039

られている。

ω 溶融燃料と冷却材が接触.混合する。

@ 冷却材と接触・混合した溶融燃料が.熱的あるいは機械的原因で制片化(Fi"a耳mentation)

する。

③ 細片化により伝熱而積が急地するため，急激な熱移動Ir.より爆発的な蒸気発生が起る。乙

の際に圧力波が生じる。

@ 短時聞に発生した高温高圧の蒸気が膨張する過程で機械力を発生する。乙れにより冷却材

等が吹上げられ水撃力やミサイル発生となる。

乙のような水蒸気爆発の過程の中で，(2)の細片化が生じるかどうかは，格闘燃料と冷却材が接

触しfこ時に水蒸気熔発を生ずるか.それとも緩やかな水蒸気発生だけに終るかの現象の大きな分

れ自になるが.乙の細片化のフ。ロセスは未だ良く分っていない。また，③，④の沿程で.溶融回

心が保有していた熱エネルギーの何絡が機械的なエネルギーになるかは，水蒸気爆発が及ぼす影

響の評価のもとになる値であるが.現在まだ十分なデータの蓄積があるとは言えない状況である。

次節においては，上iζ述べた水蒸気爆発の過程Ir.沿って

(1) 炉心待融から水蒸気爆発Ir.至るまでの水蒸気爆発の初期事象あるいは条件Ir.関する研究

(2) 溶融燃料の細片化および水蒸気爆発のメカニズムに関する研究

(3) 破壊力発生の効率lζ関する研究

(4) 水蒸気爆発の影響評価研究

Ir.分けて研究の弱状および問題点を記述する。

6.2 研究の現状

6.2. I 水蒸気爆発の初期事象，条件に関する研究

LOCA条件下での炉心燃料の熔融・落下に関する実験は，西独 KfKの Hagenらが模擬燃

料棒を用いて行った燃料のメルトダウン実ザ)がこれに類する実験として見当る位で，現在まで

のと乙ろ殆んど行われていなL、。また，乙の Hagen実験にしても， U02と被機管の共品反応

による溶融あるいは被鑓管の脆化による燃料俸の崩嬢までの実験であり，水蒸気爆発をもたらす

ような U02自身の溶融落下の条例2までには至っていなL、。乙のように，炉心の溶融・落下Ir.関

する実験による知見は皆無に等しいので，水蒸気爆発の初期事象は専ら解析手段11::たよって鍛定

するか，あるいは単Ir.或る条件を惣定するにJI:っている。例えば，ラスムッセン報告(J)の中での

水蒸気爆発の評価においては，全炉心が一度lζ祷融し圧力容器底lζ落下するとし，また，後述す

るスエーデンレポ_~4) では 5 -10トンの炉心が落下すると惣定して計算を行っている。また，(5)

伊心両手融の過程を解析モテツレIr.取入れた解析コー γとしては MARCH'-'(米， Battelle .16)

Columbus. Lab.)や. KESS. EXMEL. MELsn.r'(酒独.Stuttgart U.)ちもが知られ

ている。しかし. MARCHコードでの溶融落下モデルは，予め入力条件で定めた，ti5心の各体府

要素が，両手融条件lζ遣すると絡子板上Ir.落下し，格子仮が破壊条件lζ蛍ると一体となってIUJ容

器底lζ落下するという組定で成立っており，乙の解析では高々指心のどの伎の古1)合で的融沼下す

るかを撒鍔できるに過ぎtt~、。 EXMELあるいは MELSlMコードの詐仰lは不明であるが.

-127-

JAERI-M 82-039

±32© MARCH 3 - K*x^ i^^ t t^ - r -*5-5o t©J;-3fc, LOCA ®f(cis

*gF©f;Jl«&#£ LTii,

5 4 L;fcK!Str£tt^4l

*0, titz. BORAX-1, TREAT, SPERT-CDC, PBF -RIA is<fcC>* NSRR

, LOCA

JS. TMI - 2 5o •#"eiCff^$nfcA»jffi'!?IC^#$nS b O i L T I i , *^-^" NRU'tp|CJ;§ Severe Fuel

Damage H^(.7l*S PBFt?©SFD (Severe Fuel Damage ) %&f -f 9 ') T Ispra Sf

'#p/F©ESSOR ^fflofc Small Break LOCA ( 9V

fc. KJi ' lP^W^iLr, ZbKizm (100kgJ^±) ©

6. 2. 2

, * t SL -1

^t4)§MFSI (Molten Fuel Sodium

Interaction) fi3®4 LT tn2-Cj£!ElcWfta*fffrnT§fco ^*')»©7j<^§yt^fcS^<!: L

TfiMFSI ilSILIfcOT1**), 3SffiliS*iPS^ttffl»St)Sf5LfcFCI (Fuel Coolant

Interaction) ffl?££ L Tii 46 btiXttV , mffitf]t£ffiW%feb OECD-NEA ^*-C>i Uz

CO HtJzi (Pre-mixture Xli Coarse Mixture): ^ S « « s W JtKftfiH^g t LT

(Fragmentation): lPHlJ: j : o TDllltft*

(I) ^fet^^' t (Mechanical Energy Generation)

- 128 -

jAE RJ-M 82 -039

上記の MARCHコードモデルと大設ないで、あろう。乙のように. LOCA時における熔融情心

沼下の初期条件としては，単IC..炉心の何%かが→*となって圧力容器下部の冷却水中IC.落下す

るとしか想定できないというのが現状である。

一方.反応度事故条件での炉心裕融については，現実の事故として前述した SL-1事故があ

り，また. BORAX -1. TREAT， SPERT-CDC. PBF -RIAおよび NSRR等のパル

ス炉を用いた燃料破恨実験があるので. LOCA条件IC.比べれば.はるかに具体的官知見が蓄積

されてきている。しかし，溶融燃料の分散，混合の過程については，現象を直接観察した例が極

めて少ないため，むしろ今後究明すべき課題となっている。

最近.TMI -2事故の影響で小口径破断 LOCA時の伊心大破損実砂が各国で計画されてい

る。すでに若手されたか近々に着手されるものとしては，カナダ NRU'.炉による SevereFuel (7) ← (8)

Damaj;!e実験.米国 PBFでの SFD(Severe Fuel Dama~e) 実験，イタリア Ispra研(9)

究所の ESSORを用いた Small Break LOCA実験等がある。 ζれらの実験ではたして

どの程度までの燃料溶融か実現できるかは不明であり，水蒸気爆発が生じる条件までの実砂が可

能かどうかについても疑問があるが.少なくとも伊心の崩域過程について有益な知見は期待され

る。また.炉外において模擬溶融炉心を水中IC落下させる比較的規模の大きい実験が米国Sandia加)

研究所において行われており .ζれまで最大30kgまでの溶融 U02落下実験が実施された。ま

た，高速4原を対象として.さらに大量(100 kg以上)の U02を液体ナトリウム中IC落下させ。由

る実験の準備が Ispra研究所で進められている。

6.2.2 溶融炉心の細片化及び水蒸気爆発のメカニズムIC.関する研究

溶融炉心・冷却材接触による機械力発生IC.聞しては，まず SL-1事故の解明をめぐって研究

が始まり.次に.高i!1l炉の安全設計上問題とほって，いわゆる MFSI(Molten FueJ Sodium

Interaction l問題として乙れまで広範に研究が行われてきた。軽水伊の水蒸気爆発も現象とし

ては MFSI と同じもので・あり，現在は軽水炉安全性の分野も包倍した FCI(FueJ C oolant

In teraction )研究として進められており，国際的な情報交換も OECD-NEAを中心とした(回

ものなど盛んに行われている。

以上の諸研究によって，水蒸気爆発のメカニズムが大よそ次のようなものであると原解される

に至っているe

(1) 前混合(Pre-mixture又は Coarse Mixture): 熔融燃料がまず比較的粗b、塊として

冷却材と混合する。乙の段階では，燃料塊を蒸気脱が覆うため.あまり激しい蒸気発生は生

じなL、。

@納片化 (Fragmentationl:熱的あるいは流力的擾乱によって蒸気脱が破れる，あるいは

その他の原因によって細n・化が生じ急速に蒸気が発生する。

@機械力発''o， (Mechanical Energy Generation): 蒸気の膨狼により機械的な仕事が

発生する。

以上の水蒸気爆発預象の過稜の中で，②の納片化が生じるかと‘うかが水蒸気爆発の不可欠な条

件とえEるので.ζのメカユズムの解明がとれまでの研究の中心を成してきた。乙の紺l片化の原理~:ì

としては次のように多くの毛テワレが提案されている。

一128-

JAERI-M 82-039

©

Henry, Fauske

0.

. Board, Hall t>O^Bi1-5 T I- * -•> 3 v • « f * (i

. 16 . 4tc^L^J;Tie:

Tfe,

6.2.3

-*. uo2

, ±!B©—o©*f;i/ffl-5S, Henry 6® * r * v K i S ^ * * S <3

>o ttz,

- 1 2 9 -

lAER!-M 82-039

。〉溶融燃料・冷却材界面での沸騰による破砕(境界温度制限モデル)

② 溶融燃料塊と冷却材との速度差による流力的な相互作用による分裂

③ 溶融燃料と冷却材との中を通過する圧力波の速度差により生ずる力による破砕

④ 溶融燃料中に冷却材を巻き込み，乙の冷却材の突沸により破砕

⑤ 溶融燃料塊の表面が固化し，急冷時の熱応力により表面の団体殺が破断する乙とにより破

砕

以上の各モデルいずれも一周はあるが.確証されておらず未だに定説が無L、。また，以上の細

片化のモデルもからんで.蒸気爆発メカニズムの解釈に主要な 2モデルがあって対立し，過去何

回かの国際会議においても搬しい論争が行われてきた。 1つは Henry，Fauske らの提唱した

績界温度制限モデルである。乙れは.溶融燃料と冷却材が直接傍触した時の境界而温度が細片

化発生の有無を制するというモデルで，図 6目 31C示すように，一度蒸気膜が破れて直接接触が起

り，乙のときの境界面温度が自己発泡縮度(発泡格が無くても気泡が発生するために必要な温度

で，臨界温度をやや上まわる温度)を越えると急激な気化が生じ溶融燃料を破砕すると考える。

他方， Board. Hallらの鍵唱するデトネーション・モデルは，引き金となる圧力波によって

納片化が生じ，乙の結果生じた蒸気圧が圧力波を鳩幅しデトネーション(爆ftJ的IC水蒸気爆発

が進行するというものである。すなわち.図 6.4fζ示したように，溶融燃料と冷却材とが前混合

の状態で存在している中を圧力波が通過する乙とを考える。図の細片化領域で，燃料境の表面を

覆っていた蒸気股がつぶれ.流力的な不安定により細片化が生じる。乙のため圧力波町の背後で

冷却材の急加熱が起り圧力波を婚偏し.隣接領域の細片化の引き金となる形でデトネーション的

な蒸気爆発の進行が起ると考える。乙のモテVレでは境界而温度条件は必す.しも必要とはされず，

むしろ，蒸気膜のつぶれや燃料塊の破砕を生じるための"引き金"の条件が問題になる。

以上の両モデルを証明するために，溶融金属・水，有機液体一水，溶融塩一水. U02 一水._ (12，16)

溶融金属ー液体 Na. U02ー液体Na等々の梯々な組合せの多くの実験が行われてきた。

現在のと乙ろ，上記の二つのモデルのうち. Henryらのモデルは現象をあまり単純化し過ぎて

いoとされ，デトネーショツτデルの方がより多くのコンセンサスを15ているが，両モデルとも

に種々の反証があって.実験結果を説明する一般的な物思モデルになっていなL、。その上，モデ

ルそのものが基礎的なものであって.実験室内の単純化された条件下での現象は説明できるにし

ても，より現実的な煩内実験や実炉条件の解析にそのまま適用するには無理がある。

以上のように.水蒸気爆発のメカニズムfC関しては.極めて多くの研究が行われてきたにもか

かわらず，現実の条件下での水蒸気爆発を解析するための基礎とするに足りる成果が未だ得られ

ていないのが現状と言える。

6.2.3 磁場力発生の効率に関する研究

上述のように，彼織力の発生を現実の物理的なモデルIC基いて解析で評価するととがまだ十分

確立されていないので，現段階の水蒸気爆発の影響評価では，格融燃料が保有していた熱エネル

ギのうち何%が機械的エネルギIC変換されるかという効率を実験的IC求め，乙れを使って水隼力

等を算出する事が良く行われる。乙のため.水蒸気爆発のメカニズム解明のための各種の実験の

中で，発生する破場力の形態や転換効率IC関する観察や測定が行われている。また，積極的IC転

ー129-

JAERI -M 82-039

Sandia

6.5(2 Sandia

. ttz,

116.

, ®M, 6MPa fcOEA^^A^UT^So * / ; . H6. 7

t£^0 ttz,

>i<y r ? ? -icm%Ltm®LtzmtiTm£r,tzm&<Dfi£%:£ 1

Sandia SF3S3fOx-^ \A

WK/h$^ 0.1 g Ji

f-^ ©-5^,

fUMt Z> C

z 4

BWR

ttz®m*Pibltyl<mn®%tzJ:-iXftffcl, FP

- 1 3 0 -

JAERI -M 82-039

換率を求める事を目的とした実験も Sandia 研究所その他で行われてお VJ~効率11:及ぼすスケールファクター.物性その他のパラメータの影響について調べられている。図 6.5は Sandia 研

究所の実験設備の一例を示したものでZある。圧力容器の下部を模擬した容器11:水を満し，乙の

上からサーマイト反応により融解した U02 と鉄との溶融塊を落下させた。乙の結果，容器内で

の水蒸気爆発によって衝撃的な圧力パJレスが発生し.また，水蒸気の膨張によって容器の上に乗

せただけの溶融炉とその支持体は空中高く吹上げられた。図 6.611:乙の実験で測定された容器内

の圧力を示すが，辰高 6MPaもの圧力パJレスが生じている。また，図 6.7は機械エネルギ一転

換率を溶融塊の初期重量に対してプロットした図である。重量 6kgのときに辰大1.4%程度の

値が得られているが.重量Iζ対する依存性はあまり明確ではなし、。また.より広い範囲のスケー

ルファクターに関係して整即した例として異なった実験の結果を Iつの図に整理した図 6.811:示

すようなプロットがあ'!l(!)図 6.8の整理を行った報告書では転換効率は溶融燃料の量の増大とと

もに急減し.実舶規模では上述の Sandia研究所のデータ1.4 %をさらに下まわる乙とが示唆

されるとしている。しかしながら.乙の図のもとになっている実験が3件である乙とが示すよう

に，現在のと乙ろスケールファクター評価のもとにできるデータは非常に限らす1ている。さらに，

この図の低重量側のデータは実炉規績への外持のためには非現実的11:小さい 0.1耳以下の実験デ

ータとなっており，図の実線で示された外伺百身極めて疑問があると言える。以上のように転換

効率に関するデータのうち，特11:大規模実験のものが極めて不足している現状であるo

一方，反応度事故条件下における転換効率11:関してはSPERT実験"および NSRR実験但)

のデータがある。図 6.9は両実験で得られた転換効率を燃料単位重量当りに与えられた熱量(発

熱量)11:対してプロットしたものであるが，発熱量の増大とともに効率も急増することが示され

ている。乙のデータは燃料棒 l本ないし数本を大気圧，室温の冷却材中で破損させる実験で得ら

れたものであり，この条件の下では良好なデータベースが得られていると恩われるが，実炉条件

の炉心燃料規横および高温高圧の冷却材条件下に対しでもこの結果が適用できるかどうかは不明

であり.乙の方向への実験の進展が今後の課題である。

6.2.4 水蒸隻縄発の彫響評価研究

溶融炉心が冷却水と混合した場合に水蒸気作発の可能性がある事はほぼ確認されたが，安全評

価の上では.乙れがどの程度の破織的な影響を持っかにより重要度が異なってくる。

ラスムッセン報告の中では，炉心溶融が生じた羽合の事故想定の lつのケースとして.圧力容

~内で水蒸気爆発が生じて容器が破闘し，さらに圧力容器の破片で格納容器も破指する事を想定

している。ぺの想定の基礎になった水蒸気爆発の影響評価は，前出の図 6.211:示したような解析

モデルIζ基く計算によっている。これによると PWR.BWRのいずれにおいても伊心の20%以

上が溶融信心として圧力容器底のJ令制材中に洛下し.これが納片化して一皮に冷却材と相互作用

を起せば，吹上げられた冷却材スラグの水撃力によって圧力容器の上部は破織して吹飛び，さら

に格納容器を破峨し得るとしている。同時に，また溶融問心は水蒸気爆発によって分散し. FP

の拡散が促進されるとしている。

以上の結!.s.水滞気婦発を仮定した PWR-I;およびBWR-lのケースでは.炉心11:蓄積され

たFPのかほりの郎分が地上赦liIされ.周辺11:最も大きな被喝を及ほ.す事となっている。この仮

ー130-

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hfc.

smffjaiW (Best Estimate ) T a » * I l c ( i M 6 « ^ i L T l ^ o t f c . *S*-/Jlcj;SE^g li . SHW^IFffliLr30 0 MJ, (S^-Wttlfffii LT^©10fe©3000 MJ

101 ©;#iD*i?I^, C ©B#© |M x * " * ' - * E » ^ * l » t * 5 i L / : t © T * 0, Sfc,

fflic. $ tolca^rftxSfgSiJiCLASL) ©SIMMER 3 - K

MJ p r ^ 5 o «6. 3 ttJi

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cal/gUO2 JilJ-.

- 131 -

JAERI-M 82-039

定は，乙の後行われた西独のリスク評価研究でも殆んどそのままの形で採用され，公衆彼曝の上

限を与える事故想定として取扱わ内ている。

以上の評価に対して，ラスムッセン報告以降の知見を考慮し.水蒸気爆発の影響評価の見直し

が各所で行われつつある。その中で代表的なものの 1つは，スエーデンの工業省が中心となって

行った水蒸気爆発検討委員会のサーベイ研究であり，結果は報告書(めとして 1980平末IC:公刊さ

れた。表邑 11;::ヨスムッセン報醤1)で仮定した各種の評価条件IC:対する検討結果の要旨をまとめ

た。との表から分るように，検討の結果，水蒸気爆発の秀生そのものは否定しないが.とれによ

る圧力容器の破旗や格納容器の破損は生じないと結論している。

また.米国サンディア研究所においても.主IC:同研究所で実施した実験の結果を基礎として水

一一 (20) 蒸気爆発の影響評価解析を汀っている。との解析では.水蒸安縄発により発生する衝撃的な圧力に

よる破損，水撃力による破損およびミサイルによる破損の評価を行っている。図 6.10は衝撃圧力

による圧力容器下部プレナムの破損に関する評価結果を示したもので，荷重を三角波で近似して

解析した結果.最も保守的IC:荷重を考えた場合には破損の可能性があるが.現実的な評価 aest

Estimate)では破慣には至らないとしている。また.水撃力による圧力容器上部の破損IC:関して

は，現実的な評価として 300MJ.保守的な評価としてその 10倍の 3000MJの運動エネルギー

を持った水塊が圧力容器上部に衝突するとして評価している。現実的評価の条件は炉心の10%が

IOtの冷却水と混合，との時の機械エネルギ一転換率が 1~彰であるとしたものであり，また.保

守的評価は炉心の 40勉が20tの冷却水と混合し熱平衡を保って断熱膨張をするとして算定した

もので機械エネルギ一転換率をほぼ 30勉としたものに相当する。表 6.21C:以上の荷重によるも

のに.さらにロスアラモス研究所(LASL)のSIMMERコードによる評価結果と炉心上部構

造物の衝突による影響評価を加え解析した結果を示した。とれから，現実的な評価でも圧力容器

の俄想は予想されるが，破損後に圧力容器上蓋が持つ運動エネルギーはあまり大きなものとはな

らない事.一方，保守的評価の 3000MJの場合では，圧力容器上叢がかなり大きな運動エネル

ギーを持って飛散する事が評価結果となっている。表6.3は以上のような解析に基づいて格納容

器の破舗の確皐を評価した結果である。乙の結果から.現実的には水蒸気爆発だけの原因による

格納容器の破倒はまず起り得ないが，他の荷量と複合した場合には絡納容器の健全性IC:影響を与

えるおそれがあり，そのような点で重要でEあると結論しでいる。

以上述山.た報告書の例が示すように.水蒸気爆発そのものは生じ得るが.水蒸気爆発だけの単

独の原悶では圧力容器や絡納容器の破釘は生じないという考えが.最近多<Hlされるようになっ

てきた。しかし.現段階ではラスムッセン報告の PWR-l， BWR-lのケースを完全に否定で

きる程の論拠は得られておらず，水蒸気爆発の影響評価をめぐって.今後益々磁んに議論が行わ

れてゆくものと思われる。

一方，反応度事故条件で水蒸気爆発が生じる羽合1;::は伊It¥力上昇により燃料溶融が生じるため，

t.T心の大部分の燃料が同時IC:熔融・放出され冷却材と混合する。したがって，炉心部においては，

ラスムッセン報告で仮定したものに近い条件，すなわち大Bの熔融燃料がほぼ同時かっ均一IC:冷

却材と混合する状況が生じるととになる。したがって，乙の結果生じる水議気爆発は.ラスムッ

セン報告で想定したものに近い影智を圧力容器IC:及ぼすおそれがある。しかしながら.とのよう

は状況に至るためには，伊心燃料IC:は平均して約 400cal/ gU02以上の発熱刺碑時IC:生じる条

ー 131-

JAERI-M 82-039

e. 3

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LOCA ^f* lc*fLT( i Sandia

RIA *#IC*JL-C{i, SPERT. NSRR |g«^fflf iS*^*5. L ^ L

(4) •> * A y * yS^-Fffl^^SlfllSSffl^flli* J6 <• o r . ^ © a i l L i ^ -5

e.4

(A)

I)

- 1 3 2 -

JAERI-M 82-039

{牛が必要であり，現在の事故想定である制御棒 1本の逸出又は落下の条件からは程遠い大量の反

応皮投入が必要になる。したがって，反応度事故時の評価に当っては，水蒸気爆発そのものの発

生条件よりも.むしろどの程度の反応度投入か羽実的な仮定であるかという惨討の方が重要なも

のになる。

6.3 研究成果と問題点

(1J 水蒸気爆発の初期事象，条件に関する研究

LOCAを起因とする水蒸気爆発の初期事象である溶融.t百心の落下に関する実験研究は現在の

ところ皆無に近L、。一方，解析コードとして MARCH，ME LS 1 M等が開発されているが，

楊めて単純なモデ川E基ずいており，現実とはかなりかけ離れた大ざ、っぱな予測しかでき江い。

一方.反応度事故におけるものは.実験にもとづく知見が比較的多〈蓄積されてきている。し

かし.溶融燃料の分散，混合の過容は解明されていない所が多く.また，燃料棒バンドル11:対す

る実験および実伊の高温高圧条件下における実験は極めて少b、。解析コードも燃料溶融条件まで

取扱えるものは，まだ開発されていない。

(2) 溶融街心の納h.化及び水蒸気爆発のメカニズム11:関する研究

基礎的uモテツレに対する研究は多数あり，水蒸気爆発のメカニズムの概要はJW解できるように

なってきた。しかし.まだ.統一的あるいは一般的な抑埋モテツレの確立までには至っておらず.

諸説が並立している状況である。また，モデルそのものが，まだ実験室内の単純化された条件に

のみ適用できる程度のものであって，実炉条件の解析を行うととはできなし、。実験についても問

機で.多くの基礎実験が行われてきているが.実伊解析の基礎とできるデータは限られている。

r3J 破篇力発生の効率11:閲する研究

LOCA条件に対しては Sandia ，~究所等で実験が行われて良い成果が出ているが，まだ.

実験データの絶対量が不足してb唱。特11:，実伊条件11:外帰するための大量の溶融燃料の落下11:

対するデータが無い。

RIA条件に対しては， SPERT， NSRR実験等の成果がある。しかし，実仮に適用する

ための.バンドル線機以上の実験.あるいは.高温高圧条件下での実験は殆んど行われていない。

附水蒸気信発の影轡評価研究

予スム γセン報告での水蒸気爆猪の誹価をめぐって，その見回しという形で検討が進められて

いる。水蒸気爆発による格納容探破仰は生じ得ほいという窓見が強くなりつ、あるが.検討はま

tご不充分である.

8." 研究テーマ

l刈優先度カ塙いもの

υ 水蒸気婦発炉内実験

現在.水車眠気燭発の解析において鼠b不足している知見の lつは.実炉で水蒸気爆発が生ずる

編合の初期]条件および繍界条件11:1閉する1.11見である。即ち.炉心が的融・落下し冷却J水と混合す

ー132四

JAERI-M 82-039

I L .

2)

(B)

^ CtfclO kg

SgT'*S.

3)

- 133-

]AE RI -M 82 -039

る過存およびその場合の環境条件に閲するデータが極めて少なし、。伊内実験では実燃料を絞加熱

で発熱させ， LQCA条件， RIA条件あるいは ATWS条件その他の燃料裕融に歪る条件を再

現し.できるだけ実伊に近い条件の下で水蒸気爆発現象の観察を行い.上記の初期条件や境界条

件 fl:閲する知見を得るとともに，水蒸気爆発のメカニズムや機械エネルギ一転換率等にI~Iするデ

ータを収集する。

2) 水蒸気爆発炉外実験

k記炉内実験は，実験の規様および計測技術上で制約がある。乙のため，炉内実験と併行して

炉外実験を安施する必要がある。実験は，燃料あるいはその綴擬物質を加熱溶融し，乙れを水と

接触させる形となる。特』ζ破績力発生のプロセスの可視化観察，機械エネルギ一転換効率IC及ぼ

す各種パラメータの影響の把握.および.従来の比較的小規筏の実験結果を実炉規模にまで外伊

評価するためのスケール効果把鋸を目的とした大規模実験(数lOk耳以上の線融物を用いた実験}

等が重要である。

3) 破域力発生解析モデルの開発

水蒸気爆発による破壊力の発生効率や.圧力波.水撃力等の過波現象を解析的IC把担するため

の解析コードモテツレの開発で・ある。水蒸気爆発のプロセスκ不明な点が多いため，解析モデルの

開発はまだ初歩的な段階にある。③，@の実験による知見を基礎とする解析モデルの開発が必要

である。

(BJ 優先度がやや低いもの

1) 水蒸気爆発のメカニズムに関する基礎研究

上記諸研究の基礎となる個別効果実験研究である。主なテーマとしては.燃料品m片化のメカニ

ズム 11:関する研究，燃料納片と冷却材との間の熱伝述IC関する研究.融体および冷却材の積額・

物性が水蒸気爆発のプロセスに及ぼす影響の研究，融体と水蒸気反応等の化学反応の影響につい

ての研究.蒸気爆発のトリガ一条件の研究，系の圧力上刃~IC伴う為.気爆発抑制11:閲する初究等が

あり.従来もかなり多〈の研究がなされてはいるが，今後も4俳続して進める必要がある。

-133-

JAERI-M 82-039

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JAERI-M 82-039

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Progress Report on the NSRR Experiments, JAERI-M 9755 (1981).

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Due to Steam Explosions Following a Fosturated Core Meltdown in an

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- 135-

)AERl-M 82-039

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Progress Report on the NSRR Experiments， JAERI-M 9755 (1981). 20) Corradini， M.L. and Swenson， D.V.. Probabi1ity of Containment Fai1ure

Due to Steam Exp1os1ons Fo11owing a Posturated Core Me1tdown in an

LWR， NUREG/CR-2214 (SAND80-2132)， (1981).

ー135-

JAERI-M 82-039

Comparison of conclusions of Rasmussen Repert and Swedish Government Report

7 x A -j -b

2. i,

St.

3. n

L.

4.

T,

10 ton x

5 ton x

PWR

BWR

l !

i :

KJo

- ,

900

500

150 MJ ffl

75 MJ (

MJ MJ

t*

I PWR

BWR

&#>

" )

< ,

- 136-

JAER[-M 82-039

Comparison of conclusions of Rasmussen Repert and Swedish Government Report

表 6.1 ラスムッセン報告とスエーデン工業省報告の比較

ラスムパン報告 | スエーデン工業省報告

L 数十トンの溶融炉心、が I 1. 乙のためには.下部絡子仮上に熔融伊心引が溜り，格子仮

→靴落下 | が一挙i己破壊する必要があるが.実炉の内部構造から考え

て，一挙11:破援すると仮定するのは非現実的である。

2. 落下した溶融炉心が全 I 2. 数十トンの溶融伊心を細片化するには極めて大きなエネ

鼠，瞬時に納片になってレギーが必要。とれまでの実験結果から考え，同時に納片

冷却材と均一混合 | 化するのは高々 200-300 kg止りであろう。

3. 冷却財スラグが→本と I 3. 溶融恒心の上古1111:'ま冷却材スラグとなる冷却材層はでき

なり圧力容器上部11:衝突 | ない。仮りにスラグが吹上げられでも分散し.一体となっ

し.水撃力を及ぼす。 I て衝突はしなL、4. 圧力容器が破繍し.飛 I 4. 機械エネルギ一転換率は溶融炉心の量の憎大11:対して続

出し格納容器を破飼 | 少する。機械エネルギーの計算:

10 ton x 1形-150 MJ (現実的な PWR条件}

5 ton x 1 % - 75 MJ ( BWR " ) 容器の強度の試算:

PWR - 900 MJ

BWR→ 500 MJ

以上の比較から圧力容器は破蟻せず，従って格納容器も破

mしない。

E 佑納容器内で生じた水 I 5. 絡納容器内の水蒸気爆発による圧力波11:対し格納容器は

蒸気娼発でも絡納容器の | 十分強度をもっ。また，格納容器底部にはミサイルとなる

敏明があり得る。 I ような物がなく. ミサイルの発生もなL、。

-136-

CASE

300 HJ

Summary of Vessel Failure Evaluation

62

Failure at Top of Head

Yes

Failure at Studs

Yes

Failure at Vessel Below Flanges

KE Of HEAD at Stud Failure

(MJ)

50

3000 HJ Yes Yes No 1050

LASL P/t History Yes No No

Upper Core Support Plate

7 2 00

T •g CO

Summarv of Vessel Fai1ure Eva1uation

水撃力による圧力容器上部の破損評価結果ω

一一一一一一一一Failure at Vesse1 Be10w F1anges

KE of IiEAD at Stud Failure

(l-U)

表6.2

Fai1ure at Studs

Failure at TOp of Head

CASE

』〉凹周目

l玄

恒

国

IC臼由

50 No Yes Yes 300 MJ

1050 No Yes Yes 3000 MJ i-U4t

No No Yes LASL pft History

No No Upper Core Support Plate

JAERI-M 82-039

Preliminary Estimates of Containment Failure Probabil i ty

Due Sole ly to a Steam Explosion

for the Zion PWR

% 6. 3 (20)

IN-VESSEL EXPLOSION BEST ESTIMATES UPPER BOUND

Pfcc

Pf

pslug PLM

PSM

PSP

PDP

pGM

PC p

1

0 .5

0.01

0.01

0.01

small (< 10~4)

small

small

0.0002

0. 0001

1

1

0 . 1

0.05

0.05

small

small

small

0.01

0.01

EX-VESSEL EXPLOSION BEST ESTIMATES UPPER BOUND

1

0 .5

0.01

0.001

0.001

small (< 10"4)

small

small

0.00002

0.00001

1

1

0 . 1

0.005

0.005

small

small

small

0.001

0.001

mi Pfcc

Pf

Pslug

PLM

PSM

PSP

PDP

PGM

Pc

Pa

Pa =

PC =

300MJ Jil

E>3OOMJ0 i# ,

E > 300

*-- (E)

5 >M

P fee • Pf • Pc

Pslug (PLM+PSM) + P S P + P D P + P G M

- 138 -

Pfcc

Pf

Ps1ug

PLM

PSM

PSP

PDP

PGM

Pc

Pα

JAERI-M 82-039

Pre1iminary EF~imates of Containment Fai1ure Probabi1ity

Due So1e1y to a Steam Exp1osion

for the Zion P\~R

表 6.3 水蒸気爆発による格納容器の破舗確率評価例@の

IN-VESSEL EXPLOSION EX-VESSEL EXPLOSION BEST ESTlMATES UPPER BOUND BEST ESTlMATES

l l 1

0.5 l 0.5

0.01 0.1 0.01

0.01 0.05 0.001

0.01 0.05 0.001

small (< 10・4) sma11 sma 11 (< 1 0-4)

sma11 sma11 sma11

sma11 sma11 smal1

0.0002 0.01 0.00002

0.0001 0.01 0.00001

但し

Pfcc 圧力容探又は格納容器下部に水が存在する確率

Pr 溶融炉心の納片化発生確率

Pslug: 300M]以上の機械エネルギー (E) の発生確率

P LM : E > 300 M]のとき，大質賃のミサイル発生の確率

P S M : E > 300 M]のとき，小質鼠のミナイ Jレ発主の確率

PSP 静的圧力上昇により格納雰器が破ffIする確率

Pop 衝撃圧力により格納容採が破損する確率

PGM 一次系の全体的なiJJきにより，絡納容器貫通部が破絹する確率

Pc 各種荷量の複合結果で格納容認が破倒する確率

Pa 水蒸気爆発iとより務納容器が破倒するu{f率

Pa Pr∞・ Pr• Pc

Pc Pslug (PLM+ PSM) + Psp+ Pop+ PGM

一138一

UPPER BOUND

l

l

0.1

0.005

0.005

sma11

sma11

sma11

0.001

0.001

I CO CO

Locations for Steam Explosions (PWR)

CORE DESRIS

A) INITIAL SEPARATED CONFIGURATION

B) CATASTROPHIC FAILURE AND INSTANTANEOUS MIXING

C) SUSTAINED ENERGY TRANS- D) SLUG IMPACT FER AND SLUG ACCELERATION

Behavior Modeled in WASH-1400

H6.2 WASH- 1400 T'ffi>E$tlfc7K«i

i

2 00

f o

』〉開河

-i富田NICM由

CORE DEBRIS

。‘EMH.

側，ヘ

白可噌''・

F】

，o‘側、J

M

H

m

メ

，01眠

、

・

0‘

‘，Mho.

Al INITlAL SEP~AATEiI CCNFIGURATlO四

持 t司王き1..

'(fi面埠ヨ:~?・

主為替匁曇

ー]一山由

I

D) SLUG I即応TCl SUSTAIlI臼臼ERGY刊A."iS-花R刷DSLUG ACCEほRATlON

Locations for Steam Explosions (PWR)

Behavior Modeled in WASH-1400

WASH一1400で想定された水蒸気爆発のモテソレ図 6.2

蒸気爆発が生じるおそれのある場所 (PWRの例)図 6.1

JAERI-M 82-039

crtttr i i of steam explosion

Spontaneous Nucleation: Direct contact between melt and coolant results the contact temperature T]> The rate of steam bubble formation J increases slowly with the absolute temperature but rapidly near the spontaneous - nucleation - temperature

f Fragmentation f Expansion f Staoit no* | loot I ion*

f Stal | lom

Shock Wave Fragmentation

0 6.4

- 140 -

JAERI -M 82-039

crlt.円・ ofstu~ ..plos I開T. >， r ~ .SH

T.~-ー T占地

Spontaneous Nucleation: Direct contact between melt and coolant results the contact temperature Tr ・The rate of steam bubble formεtion J increases slowly with the absolute temperature but rapidly near the spontaneous -nucleation -temperature TSN.

図6.3 境界温度制限モデル(14)

@島崎@

腕脇

市内efMpgJ11

一政当↑

一白一

a一白一一

一a拘

a

一

一喝白骨一

減鎖倒51011

M@@.‘

又渇ρ

回

…↑

|Lm剛

ι円

Fr'QIT、.nt・u町TZ町、. !加:!・Exp・nslon

zon・

Shock Wave Fragmentation

図 6.4 圧力波による細片化モデル(デトネーションモデル)15)

一140-

JAERI-M 82-039

-Vent Pipe

Melt Generator

Jingle Iron Bracket

-Threaded Rod

Interaction Tank -•

Tank Supporting Ring

Honeycomb Block _

Water

Restricting Cylinder (Optional)

Base Plate

k\\\N k\\M

111 6.5

10 IS T 1 ma ( ms >

20

Pressure Trace - Experiment 43

- 141 -

JAERI-M 82-039

Water

Restricting Cylinder (Optfonal)

Roneycomb Block .¥¥‘

図6.5 Sandia研究所で・行われた水蒸気爆発実験の反応容器問

ヨ

a，

ho色

z-

崎

叫

申

aha

-s

ー10 I~

Tlm・(msI :zo

Prellure Trace -Experiment 43

図6.6 水蒸気爆発実験において観測された圧力波形の例(1曲

ー141-

JAERI-M 82-039

0.0 2.0 4.0 6.0 10 10.0 12.0 M.0

Mdt Quantity <kgl

Effect of Melt Quantity H6.7

Efficiency

u 8 6

2

1,5

1,0 0,8

0.6

0.4

SANDIA experiment

Euratom experiment

SANDIA experiment

10•* »•» W 1 W ! 1 10 100—- KQ

Quantity of molten material

Measured efficiency in (team explosion oxper->aents.

The efficiency is a measure of how much of the

thermal aneryy !• converted to mechanical work

(4)

- 1 4 2 -

JAERI-M 82-039

1..

1.2

lO

~O.' E 3

'" “血6

、0..

. . aじi0.0

0.0 2.0 4.0 6.0 LO 10.0 12.0 IU

Mfft QUlnfily (tgf

Effect of Melt Quantity

図6.7 機械力への転換効率と溶融物重量の関係(t胃

Eff位陥ncy

% SANDlAelCp町in相時

4

，，.広dFAMaMaNa円

.

.

，且引のu-AMmnuE

10・1O~ 10・10.2 10 ∞-'Y

Q凶 nlll)'01 moIlen malerlal

伺e・・urcdoftlc1oncy 1n .tc.~ cxploaion oxpcr'4ent・-Tho ・tflc1oncl'1・・・0・・ureof hoTl剛uchof t.ho

thur..l ・nor~)' 1・convcrtudtu MCchdnlcal work

悶6.8 転候効IIIと綿織物の鼠の関係(4)

-142-

s

to.o

5.0

2.0 -

1.0 -

I ° 5 " 8 0.2 •

| o.t -

foxs o

3

0.02

0.01

Eiperiments

o

•

A

SPERT cuptriMMt (SPXM )

NSRfi experiment (Standard I

(wbcooling)

> • (inner copwh)

•

_ A

• •

O

O

1

5.3 itf1

6.0 « X}1

»

2.4 xtO"2

o »

-

600

500

£ 400 2

g 300 ill

200

100

I • ' ' ' I

NO FAILURE

IMPULSE CHARACTERIZATION:

FAILURE

CONSERVATIVE LOADING CASE ( t F A | L = 0 . 0 0 2 sec)

BEST ESTIMATE LOADING CASE

i ' ' •

I

s oo

T

0.0001 O.OOOS 0.0010

PULSE DURATION (sec)

0.0050 0.0100

100 200 300 400 500 600

Total energy deposition (c0 l/gUO2)

Mechanical energy conversion ratio in high energy depoaition testa

m 6.9

700 800

(191

Failure Envelope for Lower Plenun under impulse Load.

16.10

E.pe“嗣酬S

出5.3aιI(J" ト。SPERT .. 抑制酬， ISPXM I ー

• I NSRR抑制開削 ISlCMIII副』 6.0 ‘ aa~

a ' . "崎ω剖同』 . 4‘ . . Ii嗣lefa噌S晦1 2.41.1O

Z

o 8 。'1- ー

4. . 司1>6

. lト • . . • .

。.

t

』〉明河回

lg∞NIDU由

./ CONSERWrvE LOADING CASE (t FAIL =0.002 sec)

SEST ESTIMA TE LOADING CASE

¥ 串

制PULSECHARACTERIZATION:

P民t

60口

400

300

200

50口

hsι2--凶匡コ園田凶匡且

v-4出血

叫).0

2.0

E AH '

o=白

』

5

2

・

向M

向

u

n

u

t--圃‘.‘Cロu

h

E

』・E・

5.0

ーでgt

0.0100 0.0050 0.0010 0.0005

唱。。

。口.目。01

a さ0.05a ... ‘a -2

0.02

PULse DURATION (sec)

800 700 100 200 3∞ 4αJ 500 600

T蜘 1凹町gy 僧posilion I CO!/g∞'2

'

0.0 o

Failure J:nvelope for Lower Plenwa under Impulse Load.

衝撃圧力による圧力容器下部プレナムの破損評価結果舗図 6.10Mechanical en・rgyconveraion rati・ift hi，h enerlY depo.ition testa

反応、度事故条件における機械エネルギ一転換率の実験結果側同 6.9

JAERI-M 82-039

7.

7.1 • » * *

(Design Basis Accident)

(Severe Core Damage)

NffiSi ttfflfllli * 5

- 1 4 4 -

*- V

(ftffl)

ttz,

©»

JAERI -M 82-039

7. 格納容器の健全性

1.1 事故事象

原子炉格納容器は原子炉事故により生ずる各種放射性物質閉じ込めの厳終バリアであるためそ

の健全性の確保は重要である。原子炉事故時の格納容器の健全性は，とれまでの各章で述べた種

々の現象の時刻変化の組合せと原子炉IC:備えた工学的安全系の機能及び格納容器の有する熱容量

等による固有の安全性を考慮して評価する乙とができる。原子炉事故は，現在の安全評価の対象

となる設計基準事故 CDesignBasis Accident)規模のものと，それを乙え大規模な炉心損傷

(Severe Core Damage)を伴う規模のものに大別して考える乙とができる。勿論， ζれら両

者の規模は明確に分けられるものではないが大規模な炉心溶融の有無を両者を分ける目安として

いる。

DBA規模の事故では. 工学的安全系の機能確保(安全系の電源，計測・制御系.機器等の機

能)と炉心の健全性保持(非常炉心冷却系により炉心が冷却おれる)が重要な前提であり.乙の

ような条件では燃料は被覆管の小規模な破損はあるものの大規績な炉心溶融はないものとされて

いる。 DBA規模の事故で最も苛酷なのは 1次系の大破断冷却材喪失事故であるとされており，

乙のときの非常炉心冷却系による炉心の冷却性能IC:関する研究は重要な意義を有する。一方，

SCD規績の事故時の格納容器の健全性は.乙のとき l次系から格納容器雰囲気IC:供給(放出)

される l次冷却水の質量および熱エネルギ(1次冷却水や燃料等の保有熱)と工学的安全系や格

納容器構造部により絡納容器雰囲気から除去される熱エネルギを考慮した質量と熱エネルギの平

衡から計算される格納容器内圧力・温度応答を考慮し評価される。さらに.格納容器圧力パウン

ダリ及び内部構造物IC:局所的あるいは短時間に作用する，コンパートメント聞の差圧荷重.プロ

ーダウンジェット荷量.や圧力抑制プール動荷重等も考慮し検討する必要がある。

SCD規模の事故は大規様な炉心溶融により特性付けられ.溶融の規模は種々の事故条件で異る

が.SCD事故IC:至る奥形的な場合として工学的安全系の電源喪失，安全系機器の故障や非常炉心

冷却系による炉心冷却が不十分な場合がある。炉心溶融後は溶融炉心が圧力容器底部へ落下.圧

力容器底部貫通.溶融炉心が格納容器中へ落下.溶融炉心と格納容器底部コンクリートの熱解離

反応IC:至る事故シーケンスが想定される。 SCD事故時も格納容器の健全性はDBA事故の場合と

河織の方法で評価する ζとが出来・るが. SCD事故では各種の化学反応により発生する非灘縮性

ガスや反応、熱の影智を考慮する必要がある。また.局所的あるいは短時;羽荷量として水蒸気や水

素渇発による衝嘗荷量も考:.IIL検討する必要がある。

DBA規棋の冷却材痩失事故ゑ想定した局合の格納容器の健全性については乙れまでに多くの解

析的および実験的研究が行われてきたが本文ではSCD事故の観点からこれらの研究を見直しSCD

事故に関するこれまでの研究について調査した結果を示すと共に今後必要な研究課題について検

討した結果も述べる。

-144-

JAERI-M 82-039

7.2

c c-at,

7.2. i SCD

SCD9fteB§OteiJrtg^(DE^.SSlD^li:-D^r«gW«PWR i BWR

PWR 2440MWtiK iS3?-l, - 2 , U S - 3

BWR 3290MWt*& m « - 2 , f i g - 6 , gffl- 1, - 2 7. 1

Lfc

M (molecular weight

\R (a«£S») = 1.987 kcal/kg mole K, V=

fci6 n t

^ L

Tj.

i Ckj (cm)j ( f t ^ « ) = ^ a ^Sl, H2, 7°-->K*, flliSM- ( k J / K )

( c m>i

- 145-

P = n T y ID

JAERI -M 82-039

7.2 司'ftの概要と研究の現状

乙乙では. SCD事故時の格納容器挙動の基本的特性を但揮するため行った簡単な計算結果を示

すと共11:.乙れまでの研究11:関する調査結果を述べる。

7.2.1 SCD事故時の格納容器の圧力・嵐度応答の評価

SCD!事故時の格納容器の圧力・温度応答について代表的な PWRとBWRについて評価した。

PWR ..・M ・2440MWt級高浜ー1.ー 2.美浜一 3

BWR…… 3290 MWt級東海ー 2. 編島一 6.富岡一I.ー2

乙れらの炉の諸元を表 7目 111:示す。

ここでの評価は，基本的現象と各種パラメータの現象11:対する貢献度について調べ，これによ

って SCD事故時の格納容器健全性評価上の問題点の特定を目的としたもので計算値はおおよそ

の値である。

評価は，気体11:関する P-Y-T関係式と PWR.BWR格納容器の構造の特性を考慮し工学的安

安全系は働かないものと仮定して行った。

評価法

務納容器内の圧力は，

R P=nT17

m (気体質量)〆午P=圧力. n (何モJルレ数釦)=一一一一一一一一一一一一一一一、Lヤ--..M (…

R (侃気体定数釦)= 1.98鮒B肘7kcωcal/k同E沼gr叩110旧叫leK.Y=自由空悶 j

11成でVは特定の格納容器について一定であるためnとTが評価因子である。

冷却材喪失事故時の格納容器内の気体は，蒸気.空気.水素.等が混合したもので夫々の気体

の圧力上昇11:対する員献度は混合気体の一機温度を仮定すると

よL =」」 (分庄の労)fpifnt

Pj・Dj 成分気体の分圧とモル数

一方.調度は各気体・液体および格納容器構造材の熱容盈と発生熱エネルギから

.E Qi ムT=ー」ーユ」ー.E(cm)j

(一日 ¥ …熱)= 1次冷却…ントリ崩壊熱川 (kJ)j (cm)j (熱容量)=蒸気.空気， H2.プール水，構造材、.・ (k]/K)

従って金納符債に対する各成分の白献度は.

斗盟主-.E (cm) j

で静偏できる。

-145-

i

1

1

(2)

(3)

(4)

JAERI -M 82-039

«7. 1 ©PWR i BWR ICo^T(2), (4) SIC J; fj^fliLfctglifca 7. 2 IC^to tt*s Zr - * T^7. 3

3fc. ismcTPtmQ-MQj « , fflll, Z r - * a

7.4 ic, * fc£SB©*i!g«£^ 7.5

7.4

PWR,

BWR It PWR K J t ^ 1 •<ki%m^.<Dm^! V<V V

PWR t BWR •Cl ffiLfco W5, (step 1) ^o- ; /^y**7f l$ , (step 2 ) /S^'Ap^ih 1 ^Wk, (step 3) Zr - KMW&Sffik, (step 4) TK^^W^-C 1 *5„

(A) PWROpffi (step 1) •Ja-WvWT^f

- jr>> y L C © d: S rtffi

P =320kPa T = 117

= 385kPa T=197C * © 8 « * » 6 « t S t * i C © j : - 5 t t (step 2)

(step (step 3) zr-

P - 463 kPa T = 260 , Z r -

- 146-

JAERI -M 82-039

表7.1のPWRとBWRについて(2)，(4)式により評価した結果を表 7.211:示す。なお Zr一水

蒸気反応により発生する水素と反応熱は炉心の全Zrインベントリが反応するものとして表 7.3

のように計算した。ただし任意の量のZrの反応を仮定する場合は乙れらの量は 1次比例関係で

容易に討・算する乙とができる。また， (3)式11:示す発生熱 Qiは，崩場熱， Zr-水蒸気反応、熱お

よびH2-02反応熱が主なもので乙れらの量を表 7.411:，また各部の熱容量を表 7.511:示す。表

7.4には格納容器除熱系の除熱容量も示した。乙れらの表から次のような事実を指摘する乙とが

できる。

• PWRの格納容器圧力に対しては空気および蒸気の質量と構造材およびプローダウン後の 1

次冷却水の熱容量が支配的である。

• BWRでは，空気，水素および蒸気の質量と圧力抑制プール水(プローダウン後の l次冷却

水も含む〉の熱容量が支配的である。 BWRはPWRII:比べ水素発生量が多いのが特徴である。

• PWR， BWRとも燃料と 1次系構造材の熱インベントリが他に比べ小さい。

• BWRはPWRII:比べ l次冷却水の熱インベントリが少い。

• BWRはPWRII:比べZr-水蒸気反応，水素燃焼による発熱が大きい。 BWRでは空気量不

足で水素燃焼は制限される。

・除熱系は.ほぼ倒場熱を除去する能力があるが短時聞に発生する Zr-水蒸気反応勲と水素

燃焼熱11:対する除蛾効果は期待出来ない。

圧力・温度応答の評価

PWRとBWRについて次の四つの段階11:於ける状態を各格納容器の構造と機能の相違を考慮し

て評価した。即ち， (step 1 )プローダウン終了時， (step 2)原子炉停止 1時間後. (step 3)

Zr-水蒸気反応後， (step 4)水素燃焼後である。

(A) PWRの評価

(s飽p1)プローダウン終了時

l次冷却水は等エンタルピ的11:プローダウンし乙のとき内部エネルギが解放される。同時に

燃料と圧力容器構治材の鮪インベントリも解放される。解放された熱エネルギは格納容器内の

空気と絡納容器シェル鋼板の熱容量と平衡する。乙のときの圧力と温度は，

P = 32ゆkPa T=117'C

(step 2)原子炉停止 1時間後

lT1縞舶が発生する。崩壊熱は空気.蒸気，水およびシェル鋼板の熱容舗と平衡する。このと

き蒸気の新たな発生はないものと仮定した。乙のときの圧力と温度は.

P = 385 kPa T = 197 'c ただし除純系が作動した羽合.その容量から推定するとこのような (step2)の圧力・温度

の上昇はなくむしろ (step1)の値より低下するものと考えられる。

(step 3) Zr-水蒸気反応後

反応熱が発生する。反応織は空気，蒸気.水およびシェル鋼仮の熱2苦悩と平衡する。乙のと

きの庄カと調度は，

P = 463 kPa T = 260 'c ただし， Zr-水蒸気反応は比較的短時間(数分~十分〉の現象と考えられるため熱エネル

-146-

JAERI-M 82-039

So

C~ 1.4 Mmole

(step 4)

P=811kPa T = 66O1C

(B) BWR vtfffi

(step 1) ^ p -

P = 268 kPa, TDW= 131 C, Tpool =45C

(step 2) ffilr&ftlk. I t$Wk

P = 290 kPa Tpw= 133C Tpool = 60 TC

(step 3) Zr-*«gSlSf i5^

P = 1470 kPa TD W = 196 C Tpool = 9HC

. 1 © *

*®»)!3;<il060kPa K i i t S . L*»taiUCiB^fcJ;-3IC£ C-Cf i^^^t^T 1? * -y h -5

,4 Mmole ( 1 9 » ) , *JR 1.5 Mmole (70JB) , "5 x ~J h •?

- 1 4 7 -

JAERI-M 82-039

ギがシェル鋼板le充分le伝達される可能性は少く乙のときは圧力と温度は乙れらの値より高く

なる乙とが予想される。

Zr-水蒸気反応後の気体の組成は，空気38%.蒸気56%. H2 6 %で乙れは図 7.1の水

素燃焼条件チャート le示す通りである。従って気体がー械に混合していれば水素燃焼の可能性

はない。もし;水素燃焼があるとすればそれは水素の局所的濃縮化によるものであろう。乙のた

めには水素の鉱散状況や拡散に支配的な空気・蒸気混合気体の対流挙動を知る乙とが重要とな

る。

また.アイスコンデンサを備えた格納容器(例えば大飯)は中容量(通常型の約~)のため

空気インベントリは少く(-1. 4 Mmole ).更に気体中の蒸気がアイスベッドで被縮するため

混合気体の組成はおおよそ空気 77%.水素23%となり図 7.1にみるように燃焼の可能性は極

めて大きい。

(step 4)水素燃焼

燃焼鮪が発生す;，s。燃焼熱は，空気.蒸気およびシェル鋼叡の熱容量の10%と平衡する。乙

のときの圧力と温度は

P = 811 kPa T = 660 'c

ここで仮定した 10%の値は水素燃焼が短時間のためシェル鋼板への熱伝達が充分でないこと

を考慮したものであり.乙の寄与を大きく評価すると上記の値は小さくなるが，乙の熱伝達と

それを支配する対流については研究が必要である。

(BI BWRの評価

(step 1)プローダウン終了時

l 次冷却水は等エンタルピ的leプローダウンし乙のとき内部エネルギが開放される。同時に

燃料と圧力容器構造部の熱インベントリも解放される。解放された熱エネルギは圧力抑制プー

ルの納容量と平衡する。圧力はドライウェルからウェットウェルle排除される空気とその温度

が支配的である。乙のときその圧力と温度は.

P = 268 kPa. TOW = 131 'C. Tpool = 45む

(step 2)原子炉停止 1時間後

刷.Ia熱が発生する。朗場熱は圧力抑制プールの熱容鍾と平衡する。乙のときの圧力と温度は

P = 290 kPa TDW= 133'C Tpool = 60 'c

(step 3) Z r-水蒸気反応後

反応熱が発生する。反応熱は圧力抑制プールの熱容極と平衡する。また発生した水素はすべ

てウ品ツトウ品ルに排除dれ;，sものと Lて評価Lた。 ζのときの圧力と温度は.

P = 1470 kPa TOW = 196'C Tpool = 91 'c

ζζにみるようにプ-JII水縁は沸点以下であり反応熱はプール水'1:吸収されるため圧力上昇

への寄与は少い。乙 ζにみる大きな圧力上昇は新たに発生した水素の質鼠効果によるもので水

素の分圧は 1060kPalei書する。しかしiiille述べたように乙乙では水素がすべてウェットウェ

ル"11除されるとしているがこのような状況は起こりにくい。従って現実的評価を行うために

l<t庇力抑制系の傭造的特伎を考慮し水素移動を調べる ζとがm裂である。乙のときのウェット

ワェル中の気体の純11或は空気0.4Mmole ( 19%) .水素1.5Mmole (70%) .ウェットウェ

-147 -

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0.23Mmole

P=650kPa TDW=476C Tpool = 91 V

JSLtPWR

fc. • > *

7.2.2 . Humbolt Bay ^ K " . Bodega Bay

3! Marviken 3g^4). Battelle - Frankfurt 3m*\ HDRHI 61.

(1)

Phillips Petroleum ( Idaho) 4 Calolinas Virginia Nuclear Power Associates

CVTR (Carolinas Virginia Tube Reactor, prototype

m&&wmmwikK&&mizii£<, aimm*CONTEMPT10'

(KI7.3) fflSEJS

- 148-

JAERI -M 82-039

ル中飽和蒸気 C90'C) 0.23 Mmole (11 %)でもし雰囲気がイナートされていなければ乙れは

図 7.111:示すように水素の発生過程で燃焼又は爆発の可能性がある。

BWR格納容器の過圧防止は熱エネルギ吸収方式ではなく気体質量ベント方式が有効と考え

られる。

(step 4)水素燃焼

もし雰囲気がイナート化されていないと燃焼熱が起乙る。燃焼勲は圧力抑制プール水の熱容

量の 10%と平衡する。乙のときバキュームプレーカーが聞いてドライウェルはウェットヴェノレ

と述通する。

P = 650 kPa Tow = 476'C Tpool = 91 'c

この圧力降下は一見意外であるが.水素が燃焼し水となるため水素の分圧がOとなる乙と及

び.バキュームプレーカーが聞きウ孟ツトウ孟ルとドライウエルが述通したととを考えれば理

解出来る。

以上PWRとBWRの評価結果をまとめて表 7.611:示す。乙れらの評価から次のような事実が判

明した。

。PWRでは水素の局所的濃縮化の可能性を調べる必要がある。そのためには格納容器内の熱

・流体挙動を正確に評価するための手法の開発が要求される。

。BWRでは圧力抑制jプールを中心11:格納容認内の斜・流動挙動を正確に評価する手法の開発

が必要である。また. ウA ツトウエル中で・の水素の爆発・燃焼についてバキュームプレーカ

ーの峻能も含め評価する必要がある。

• PWRの過圧防止には熱エネルギ除去法が有効である。 BWRではすでに充分な熱エネルギ吸

収体(圧力抑制プール水)を備えており過圧防止には気体のベン卜が必要である。

• PWRでは水素の局所的濃縮化がなければ燃焼は起らないがBWRでは均一に混合していて

も燃焼又は爆発の可能性がある(イナート化されていない場合)。

7.2.2 大型装置による格納容器実験2)

大型装置によるこれまでの佑納容鍔実験は. Humbolt Bay実験 . Bodega Bay実験，

CVTR実駿 3: Marviken実験4) Bat凶 e-Frankfurt実験5) HDR実験6) 原研絡納容器} 且 }

スプレー実験原研圧力抑制実験. GE-4 T実験が主なものである。

ζζ ではζれら実験の中.専ら BWR圧力抑制系でプローダウンJlJI/l目Ic:生ずる動荷量(プール

スウエM と蒸気制鮪振動)のuf.偏のため行った実験は除き，更に今後の実験データ入手の可能性

等を考慮し主な実験について続要を示す。

(J) CVTR実験ω

Phillips Pctrolcum C Idaho)とCalo1inasVirginia Nuclear Powcr Associates が

CVTR CCaroJinas Virginia Tubc Rcactor. prototypc m水減速冷却l圧力管形)絡納2宇

都(岡 7.2)を問いて 1960年代末IC:実施した実験である。 2岡の圧力・細度応符実験と 2回の

スプレー実験を行った。

圧力.u，.応符実験の81i果.納伝達率l事裁礎実験による倒11:近く.圧力応答は CONTEMPT10)

による計算結果とほぼ一致するが(図 7.3)極度応符の;11・n:結果1:.実験データ 11:見られる分布を

-148-

JAERI-M 82-039

7.4)

(2)

AB Atomenergi/Studsvik .5)

h (MX-projects) ^ i f

MX- 1 ( 1972 ~ 1973 )

MX- 2 (1975-1976)

MX- 3 ( 1977 ~ 1979)

MX- 4 ( 1979 - 1981 )

MX- 5 ( 1982 ~ ) x. r a •

(1930m3)

( 1

K2140m3)

5.8MPa. 272TC, -

: 03 7.6) „ MX-

. M X - 2

MX-1 , MX-2

(3) Battelle - Frankfurt

Battelle - Frankfurt 7?ti > 9 <) - (H 7.7 )

1200 MW Biblis A«3O 1/64 * f ^•Cjgrt^ai 600 m3 TT6o®3 y-f- h >

^ « 6 m 3 , 14MPa, 3001CP*5o i . C-series (C1-C16, 1976^10^^7) iD-serics (D1~D

16 60 161a]. 1980^3fl'^7) ICo^TfgfflsLfco Sgfftf-^tiGRS *iZOCO-6, COFLOW12' (for short period), CONDRU (.for long period) ^©ItJf a - KTWWLfco Sfc.

D-15 t D-16 fc (^7.7)

ff3-KKj:»}^<j)?t)f1?§5C<!:^*iJ^fc (117.8) , L*»L 9 1 < MVitZC t **1?# ttj&» o /; (H 7.9) o

**fe»gS«*i. ??;fflT-«!fflffiT?T-p 1st-series 4^aLrfflffi»fli%otf|f-5 2 nd-series Kftfrtl, 1 st -series (4 9|B]©^«^flW979iplc**7. 2nd-series 14 14 (SI »3S«;&fflll982«P3>llC**7tfco lst-series xh (=r240m5) ^ffll^jR^yXyi/jcOMi (typ 1 mVhr OttUJfl. tt/liffiH^f-*5o 3S«7'-i'(4GRS«S3m3-KRALOC151 £ f f l i ^

a x«"-

(4)

(Hei/S Dump Reaktor, BI7.1I ) *ffll»r 19V6— 1982

C©Will©—34 LT LOCABSffl«ftt^!ggffl(E;j •

- U 9 -

JAERI-M 82-039

予測出来ないことが判った(図 7.4)。

(2) スウェーデン・ 7 ルピケンの実験4)

AB Atomenergi /Studsvikは廃炉となった重水沸鵬水型直接サイクル炉(図 7.5)を用い

て 1972年以来原子炉安全性Ir.関する多くの多国間プロジェクト (MX-projects)を行ってきた。

MX-1 (1972 -1973)

MX-2 (1975 -1976)

MX-3 (1977 -1979)

MX-4 (1979 -1981 )

MX-5 (1982-

圧力抑制型格納容器熱・水力応答実験

大口径二相臨界流実験

ジェット試験

エアロゾル挙動実験(1次系内)

試験格納容器は，ドライウェル(1930mりとウェットウエル(2140m3)から成り次系は

5.8MPa. 272'C， -415m3である。絡納容器熱・水力応答実験ではブローダウン後の格納容器

内各部の圧力，差圧.温度水位等を計測した(図 7.6)0 MX-1はプローダウン後の圧力・温

度応答挙動を目的とし 16回の実験を， MX-2は圧力抑制プールで発生する蒸気凝縮振動を目的

として9回の実験を行った。 MX-1， MX-2は原研もデータを入手した。乙れらのデータにつ

いて各国て本絡的に解析を行ったとの情報はない。乙れは実験装置の構造が複雑なため解析を図

鑑にしているためと考・えられる。

(3) Battelle -Frankfurtの実験日

Battelle -Frankfurtでは 1971年以来大型コンクリート製格納容器(図 7.7)を用いて，

LOCA時の絡納容器内の圧力・調度応答および水素拡散に関する実験走行っている。

試験絡納容器は 12ωMWBiblis A炉の 1/64モデルで総内容積 600m3で6つのコンパートメ

ントから締成されている。 1次系は 6m3， 14 MPa， 300 'cである。

圧力・温度応答実験は， C-series (C 1-C 16. 1976年 10月完了)と D-seri cs (D 1 -D

16の 16回， 1980年間完了)について実施した。実験データはGRSが Z∞0-6，COFωvl2)

(for short period)， CONDRU (for long period)等の計算コードで解析した。また.

実験D-15とD-16はCSNI物納容器安全性ワーキンググループの標準問題となり多くの計算コ

ードによる解折が行われた(表7.7)。その結果.いくつかの調節パラメータを適当に選ぶこと

により実験データの中圧力は計算コードにより良〈解析できることが判った(図7.8)• しかし

温度はうまく解析することができなかった(図 7.9)。

水素鉱散実験は，1II・温下一悌温度で行う 1st -series と昇悔して温度分布をつけ行う 2nd-

St'ries fr.分かれ 1st-回 nesは9回の実験を行い 1979年Ir.終了. 2 nd -series は 14回

の実験を行い 1982年3月に終了した。 1st -seriesの実験は試験格納容務の内 2コンパートメ

ント(:::240 mりをmい水素をノズルより放Ih(lyp 1 m3/hr )した。実験パラメータは水素

の紘111M，放111伎町等である。実験データはGRSが日1・l1:コードRALOCI5)を用い解析している

(図 7.10)。これらの実験結果かι一線温度条件では水素の濃度分布は起乙らないが温度分布が

あると起ζる乙とが判った。

(41 KfKのHDR実験1)

KfKでは廃炉となったHDR<Hei s Dump Reaktor，岡7.11)を用いて 19'，6-1982年の計

両でーjfの安全性実験を行っている。乙の計・岡のーっとして LOCA時の彬納務擦の圧力・温度挙

ー149-

JAERI-M 82-039

1981 ~ 1982 ®CSNI

UMPa. 360 V, - 75 m3 © 1 &ft

^tt 7 - * y

. *PHDR'

(5) i i

e. 1975 ~ 1981

cm 7.12)

IBS. ^Jft^S-, 12 1.0 i L/c CONTEMPT- LT

100

10)

C i m

(6)

BWR M a r k - 2

7.15) ( i l ^ f i t jMark-2 ffc&rt&SI©

x y h •? x ; K i 442 m3

1979.2~ 1982.3©|iaic 27lal?

0. PWR

KCOSMOfcj; I f -

l^T LOCA B$fc?64t 5id^rffi ( T - I ^ T . *J X ^

r fe r - * #

, 286TC, 36

RELAP4/Mod 5U > iCONTEMPT-LT IO)

7. 2. 3

- K(±.

LT CONTEMPT - L T 1 0 ' , RELAP41". COFLOW12', CONDRU, fr m

advanced code £ LTI i BEACON

LTDBA- LOCA &@

- KKiiMARCH 1S) £LTRAL0C 1 S ) £LASL©; ] | - ? J i 3 -K^*5o

(I) CONTEMPT-LT/028 ""

CONTEMPT-LTfiLOCAB?f©PWR, BWR

- K

^*l3fflfl:Vj. fflffi,

- 1 5 0 -

JAERI -M 82-039

動実験が 1981-1982年'1:計画されている(第 1回CSNI格納容器安全性ワーキンググルーフ。資

料〉。ただし水素挙動'1:対する実験計画の報告はない。

実験は， 11 MPa， 360 'C， -75 m3の 1次冷却水を最大 450mmφ の管からブローダウンし.

栴納容器内部の圧力.差圧.温度.水分エントレインメント，壁面熱伝達率，蔀積水量等を計測

する。

報告は. ‘PHDR' seriesで発表される予定である。

(5) 原研格納容器スプレー実験

絡納容器スプレー実験は， LOCA後のスプレーによる格納容器内の熱除去およびb除去妓燥を

調べるもので， 1975 -1981年の聞に熟除去実験を7回， 1 2除去実験を 13回実施した。

実駿装置(図日2)は内容積 700m3の試験格納容器が主体で，スプレーノスソレ. ノスツレ位ii'1

・偶数，薬液効果， 1 2濃度をパラメータとして実験を行った。実験の結果，スプレーによる熱除

去効率を1.0としたCONTEMPT-L T 10)による解析結果は実験データと良く一致することがわl

った〈図1.13)。また 12実験では BWRについて気液分配係数が>100， PWRでは初期減衰速

度は等価半減期でく 100妙であることが判った。計算コードCOSMOによるデータの解析例は図

7.14 '1:示す通りである。

(6) 原研圧Jり抑制実験

BWR Mark-2絡納容認の圧力抑制系において LOCA時に発生する動荷量(プールスウエル

と蒸気縦縮仮動}を評価するための実験であるがζの期間の圧力・温度応答についてもデータが

得られている。

実験装l喧(図 715)は代表的Mark-2格納容器の 1/18規模で.試験格納蒋器のドライウエ

ルは 329m3 • ウェットウエ Jレは 442 m3 (内気相部255rnりである。 l次系は 7MPa， 286'C， 36

m3で・ある。

実験は 1979.2-1982目3の聞に 27回行いこのときのパラメータは，破断口径.J1<・蒸気放111祉.

プール水位，プール水渇等である。 l次系のプローダウンと格納容器の圧力・温度応等挙動はIII . __..__.._ _ _10)

RELAP 4 / Mod 5 とCONTEMPT-L T により解析し実験データとの一致が得られた

(同 7.16)。

7.2.3 物納谷探熱水力挙動解析コー i.t

LOCA時の絡納容器の熱・水力学的挙動を解析する;i1・r.tコードは. mljl定数系による古典的な101 ___. _.111 ___. ~...12)

ものとして CONTEMPT-LT'U

'. RELAP4 .... COFLOW'-'， CONDRU，か主なものであ

る。また.分布定数系による advanredcodeとしては BEACON131がある。これらの，jf"l';t:コ

ードは主として DBA-LOCA を怨足したもので SCD事故時に同行の Zr-水蒸気J必むやJ1<>l-~燃

焼の取挽いは考慮されていなL、SCD事政11:対す~3.十綜コードには MARCH 14)がある。また特fζl/<.点・拡散学動を解析するもの

として RALOC15)とLASLのat・l1コ四ドがある。ここでは乙れらの;Jt・p:コードについてその概

要を示す。

(J) CONTEMPT-L T /02810

)

CONTEMPT-L T はLOCA目指のPWR，BWR (圧力事llmlj烈〉物納谷保のIJ;h.品1皮， 'l'IMと

四 150-

JAERI-M 82-039

fi (7 7 v? - 7 - ,

annular fan, ^.«S^»SSS3s) ^HitiK? C i^TTi £„ iSliSl^SKSlcj; 5 volume and junction &TT1:* 4 volume

fcfc'L volume *Tl^ffi©g5«ffi£affl©&##RraBTr*5o SUPfiSSi • M%<D

1 &&, K H i ' x * , ^ ^ y l-f x ^ , annular

region I C f J ^ T i t l T ^ & o fetto^Sa? - VT:-m%te-}Mfo-MW3<D®>&MlZ'3\<*Ttt%-< CD

(2) RELAP4/Mod 5 ' " RELAP4/Mod Sli.

volume and junction ffiTvolume

volume T«Slffl<!:J&ffl©^#ôrflg-C"«5îl Si- iSa©nfi6^^f SCD q j S i f e ^ A b f t 5 M « ©fte®^«£*#^tt-5 c i (41?# « *>L/illiaift^&K-*RlElcff--5Jftx*^+'«gtS"JffiT!4)5o Wife-H

l>-Ct»So RELAP4/Mod 5(4«}i^^g|3- Ki to)

(3) GRSOCOFLOW iCONDRU GRS ©Ba*LfcC©-o©«f»J^g§lc*^5 3 - K-fey Hi, COFLOW *ishort -term

C/n-y$;/|jgte$8»g>fia) Sfc(4medium- term ( 7'D - y 7 yf&JtT) fflltJ?*^l

CONDRU(41ong-term (aB$|i,1*-^-) mW-i'iio fcffl-p^fnfc PWR tS^S3

COFLOW (i volume and junction icj;5j|?ffi«-^ffl I TIP ^ v o l u m e (4jg|c s u b -

volume Ic^ttratW^SCi^-CiSo caHPSte&cfSa^tîESÔ+ISJffl^Silcffi a-tô ^volume fflgEWclco^rS^WPT-SBiKJi^ffiaiL, afflfi^^v-^St^'&iJiitei L t l ' 5 . COFLOWfiiia-^ôS^K

- 9 t

CONDRU

aW: (op t i ca l gas)

14) BEACON/Mod 3'3>

BLACONIi. I>î*Sadvanced code T, I^JJU^JJU'l'/L'Sf^fc =fc-Si

~ 151 -

JAERI-M 82-039

エネルギのインベントリ変化を計算するもので，各種，格納容器安全系(ファンクーラー.スプ

レー. annular f an. 除熱系熱交換器)を取扱うことができる。

計算法は集中定数系による volume and junction法で段大4volumeまで取倣うことがで

きる。ただし volume中では温度の異る液相と気相の共存が可能である。気伊は空気・蒸気のニ

成分系でSCD事故で考えられる水素やその他の気体の存在は考慮されていlo，い。しかし崩壊熱

や金属一水反応による熱エネルギと空気質量は入力データにより加えることが可能である。 4つ

の'，/alumeは夫々機能が限定されており.11欠系，ドライウュ Jレ，ウェットウエル. annular

region IC:割当てられている。格納容器コードで重要な流体ー壁面聞の熱伝達については多くの

選択が可能で入力データからテープル値として与えることもできる。

(2) RELAP 4/ Mod 511

)

RELAP 4 / Mod 5は，プローダウンコードであるが格納容器解析オプションが追加された。

このオプションは PWR絡納容器を想定しており多くのコンパートメントから成る系の計算が可

能である。格納容器安全系としてはアイスコンデンサの解析モデルが特に詳しし、。

計算法は集中定数系による volumeand j unction法でvolume数は多数取ることが出来る。

volumeでは気相と波相の共存が可能であるが両相の混度は等しくなければならなL、。気相は空

気F 蒸気の二成分系でSCD事紋で考えられる水素やその他の気体を考慮することはできない。し

かしlJI]域熱や金制ー水反応IC:伴う熱エネルギは計算可能である。流体ー壁面問の熱伝達について

は.空気ー蒸気二成分気体iζ於ける場合は考慮されておらずプローダウン時の熱伝達関係式を用

いている。 RELAP4/ Mod 5は格納谷器コードとしての完成度は低L、。

(3) GRSのCOFLOWI2)とCONDRU

GRSの開発したこの二つの絡納誇認に対するコードセットは. COFLOWがshort-term

(プローダウン開始後数秒間)またはmedium-term (ブローダウン終了まで)の計算を行い，

CONDRUはlong-term (数時間オーダー)の討.l?:を行うものでいずれも PWR絡納容器を対

象としている。

COFLOWはvolume and j unction による解法を採用しているがvolumeは史lζsub-

volume IC:分けて;11・11.することができる。この解法は集中定数系と分布定数系の中間の手法IC:相

当する。各volumeの流体について熱力学的平衡状態を仮定し，気相は蒸気一空気系をiFi鎚とし

ている。 COFLOWは蒸気ー水系の気水分雌モデルを採用している。また気相と堕而聞の熱伝達

は内lfI -lllJこの式かあるいは入力データとして取倣うことができる。栴納容~~安全系は考雌され

ていなb、。

CONDRU は集中足数系による 3傾繊 3成分系を解析する討.l7:コードで，格納若手械は2傾域

でまた伐りの 1 傾域で大気~~砲を表わす。また 3 成分は蒸気ー空気一任意気体(水素)である。

プローダウン流fJl・エンタルピ. ECCや物納容~スプレーによる熱エネルギ吸収は入}J テープ

ルで'.I}える。又化学反応納や化学反応により発生する気体(opti、Jlml gas)のhlも入ノJテープ

ルで与える。気体と慢の/HIの熱伝述係数は時間依存のテープルで入jJ可能であるが際司.f!的則合は

/Il上の式を保!日している。

(4) BEACON/ Mod 313)

m:'ACON は. いわゆる advanccd codc で.古典的集中足数系による;ìI・l7:と J~Iζ 分布定数系

四 151-

JAERl-M 82-039

BEACON -e(i PWR

BEACONOCOJ;-5 ^ ^ g ^ C i t ^ t i short term transient ( 7'D - ^'^ ®H?tfrtCJiLT*i»3, long-term transient ©ftWT(aiMJTJS©iiK©itlttt f5) MARCH14'

SCDIWÔPWR, BWR ©7°7 V h^fi^fe^Witl^fi-rScli^gWiL/cfc©-?, 7'

L

volume and junction &Tj t*8 volume

^ T # g volume tTfi*^^W^»*iSSLTl>5o MKI^WS^^ i LTECC.

MARCH ( iZion/ Indian Point !tP0 SCD-ff«tl?ffi 16>

advanced containment ©«E.-g:O—ofSl^

15) (6) *^ffl*fgKJ£ffit(C|3l|-#-5RALOC (GRS) i LASL O i t g n - K

L,

Battelle-Frankfurt (DTkMifcf&r- ÔRALOCKJ; ZMtirWifZtcm 7.

7. 2. 4 SCD V

* S ^ - ^ 'J •> KSSfûBfrlcfcl>TSevere Accident Sequence Assessment (SASA)

Program i&W&SttTfcO, aDfnfy âlimzj&^tz i>$- h'7>

•CJiBrown's Ferry Unit 1 (BWR) 7°7 v b%tt$lt Lx, ACrt

(a)

- 152-

JAER [ -M 82-039

の計算との組合せが可能な点が特長である。分布定数系では二次元までの計算が可能で，更に非

平衡.ニ速度の蒸気一水二相流の計算を行う乙とが出来る。 BEACONでは PWR格納容器のみ

取扱うことが可能であり，格納容器安全系は考慮主れていない。また気相は蒸気一空気系組成の

み計算可能である。

BEACONの乙のような特長から計算は short term t ransient (ブローダウン開始後数秒間)

の解析に適しており， long-term transientの解析には解析法の過度の複雑性のため適さないo

r5) MARCH14J

SCD事故時の PWR，BWRのプラント挙動を総合的に評価することを目的としたもので，ブ

ローダウン.炉心過熱，冷却水沸騰，炉心溶融，圧力容器貫通，溶融炉心-7]<反応.溶融炉心ー

コンクリート反応等SCD事故時に考えられるほとんどの現象をモデル化して組込んである。し

かし乙れらの現象は未だ解明されていない部分が多く，また実験データによる検証例もなくコー

ドとしての完成度は低い。

計算モデルは集中定数系による volume and junction法で最大 8volumeまで取扱うこと

ができ各volumeでは熱力学的平衡を仮定している。更に工学的安全系として ECC，格納容器ス

プレー.ファンクーラー，アイスコンデンサ，圧力抑制プール，外部熱交換器等の計算モデルも

考慮主れてL唱。 MARCHはSCD事故解析の入手可能な唯一の総合解析コードで穏々のパラメ

ータスタディ上欠かせないものであり今後は近似度の低いモデル部分の精度を上げる努力が必要

である。

MARCH はZion/lndianPoint炉の SCD事故評価 16) IC:用いられ.そ乙ではいわゆる

advanced containmentの概念の一つであるべント型格納容器の可能性についても評価を行っ

ている。

(6)水素の対流拡散IC:閲する RALOC(GRS)とLASLの計算コード 15)

これまでにGRSでRALOCがまた LASLでも解析コードが開発された。解析は専ら空気一蒸

気ー水素の混合気体の成分毎の拡散を解析するのを目的とし，流体IC:関する迎統・運動・エネル

ギ式を二次元系について数値解析で解いてい石。

Battelle -Frankfurtの水素拡散データの RALOCによる解析例はすでに図 7.10に示した。

7.2.4 SCD事故時の絡納容認の構造応答.

(1)構造の健全性を宵かす要因と破鍋モード

米国オークリッジ国立研究所において SevereAccident Seq uence Assessment (SASA)

Programが開始主れており，このプログラムの概略を述べたレポート 17)がl封書れた。乙の報告

では Brown'sFerry Unit I (BWR)プラントを対象として， AC 電源喪失および冷却材注入

のない場合について予備的な研究が行われている。事故シーケンス評価から浮かびあがってきた

優先度の高い研究分野の内，榔泊分野では次のような課題が挙げられている。乙れらの課題は

PWR についてもほぼ共通に取り上げられるものであろう。

la) 符2告の破mモード

内圧の効果

下義の熔綾部破織による繍抑jれ

-152-

JAERI-M 82-039

8. t)

(d)

7

(e) ^mSH^T-C © K 7

(f) •>* -j \-t)3->i>t Y=7A ' J i ^ C i f r - K

dia ©Corradini

1 £ #& ID i#5 c t tmUis tix^ -S

(2) Bf3£0Stt

S. 9- f

4 L, 18>

^ CKIC y -

- 153 -

JAERI -M 82-039

(b) 圧力容器の破犠IC:より生じる反プ]

方向

大きさ

レストレントの作用

(c) 容器内の蒸気爆発

圧力

上方lL持上がる水塊の量

(d) 蒸気爆発による潜在絹イ努力

衝撃波

液体スラグIc:対する沸騰の効果

液体スラグにおける 2相流の効果

液体スラグIC:対する上部構造物による緩衝の効果

(e) 蒸気爆発力下で・のドライウエルの破煩モード

衝撃波

液体スラグ

(f) ウェットウエルとドライウエルの破煩モード

衝撃波

過圧

溶融貫通

(g) 外側鐙物(2次格納容器)の破損モード

その他SandiaのCorradmi らの水蒸気爆発による格納容器破損の予備的研究においては圧

か容器内の水蒸気爆発の時点で・国体状ミサイルが発生し，場合によってはコンクリート製格納容

器を貫通する乙とがあり得る乙とが検討されている 18)

さらに格納容器隔離系の作動の失敗なども格納容器の健全性を限害する要因として問題となる。

(2) 研究の現状

ミサイノレについては飛行機の墜落.タービンの破但によるミサイノレが検討された例 19) 20)があ

り，貫通公式なども提案されており，ミサイル形状，エネノレギ，方向IC:違いがあるが.ある程度

応用が可能と考えられる。

水蒸気爆発による格納容器破損については WASH-1400で怨定されている程の可能性は認めら

れないとする見解が出されつつあるが断定する程の論拠は得られていなL、。

水素IC:関しては燃焼.爆発の 2つの現象があり前者IC:対しては格納容穏構造は静圧荷重を受け

るものとして応答し，後者IC:対しては慣性力を考慮する動的荷量を受けるものとして応答する。

動的構治応答(変形，ひずみ)を求め健全性を評価するには次の項目について決定する必要・があ

る。

-拘m履Jt1j(圧力，温度など)

図解析手法またはモデル試験方法

。栴納容~破絹』正t担ならびにリーク悠司自

.務納得探構成材料の性質

一153-

JAERI - M 82-039

7.2.1

o ADINA, ANSYS t ^ o

91 }

S X— W L TiRfiJ -5!£#;£!= J: 5 7°o^7 A D I S C O

« b O'lc 'J - ^ SipO^lt l i fe o t fcfflHa^i® $ft3#3FTT<6 0,

no)

99)

25)

, *

in

12)

(3) safflliia^:ii5^*^l!ig®$lC]lLfc^flc4lj;5fe©if-so 3SBSicfic^L«t0

Sec DI, MCa v-t:-

mnrslt BWRSlffiJ-tpXlt MARK- l « t [ S , PWRS/lS^^tTfii i^^T^* it I J - f e ^ 7 '

, PJff,

rt> t> BWR HXit MARK- II !!,

7.2.1 ffi'ViifttiLtiMBiCDimtlttki-2> b, BWR • MARK- D

- 154 -

]AERI-M 82-039

水素の発生による内圧の上昇については 7.2.1項において求められており，格納容器の健全性

評価Ir.使える。外国における同様な計算例としては Kamil らの研究がある 21)。水素爆発につい

ては直接の評価法がないため火薬の爆発で置き変える乙とが行われており.乙のようにすれば一

応荷重履歴が決定でき，格納容器の健全性評価の手掛りを得る乙とができる割。構造解析の手法

としては有限要素法か有力なものとして採用されている。 ADINA， ANSYSといった汎用プロ

グラムと専用IC開発したものとがあるが汎用プログラムで静圧から動圧まで一貫して取扱える可

能性が大きb育。荷重履歴の決定から構造応答まで一貫して取扱う差分法によるプログラムDISC02))

も開発されている。

格納容器破損基準ならびにリーク碁準の検討はもっとも困難が予想される分野であり，理論的

に検討する乙とよりも実験を必要とする分野である。静圧ならびに地震荷重についての破慢の研23)

究は国内においても行われている。動的荷重に対する全体的破嬢に対しては格納容器構成材

料の破壊までのエネルギ吸収能力を基準とすることが考えられている22)。関口部分，補強部分の

局部的破場の問題については別途考慮が必要で=あるが，格納容器貫通部ノズルについては塑性崩) 25)

績の考えにより検討することが試みられている

格納容器構成材料は国外では補強ないしはプレストレストコンクリー卜が多い。我国ではほと

んどが中・常温圧力容器(炭素鋼鋼板SGV-49)であり文献調査結果の応用に関しては構造解析手

法を除いては十分な吟味が必要である。構成材料の性質については物理的性質，機械的性質.ま

た乙れらの多紬性の場合の取扱い方法，温度依存性，衝撃荷重に対する依存性などが主な項目と

してあげられるが膨大な調査侵にのぼると考えられるので別途調査が必要になる。

13) 鋼製格納容器の破損圧力の予備的評価

衣国では銅製格納容器が採用されており外国での破損圧力の評価は直接には参考とならない。

ここでは銅製格納容器の肘損圧力に見当をつけるたゲ以下の条件の下で粗い近似の静圧による破

損圧}Jの計算を行った。

11)荷重としては静圧のみを考え，熱応力やその他の荷重の重畳は考慮しなL、。

12) 炭素鋼SGV-49引張強さは49kg/mm2 とする。温度による強度の低下，実際の材料は

規彬位以上の値を持つ利点などは考慮しなL、。

13) 破損は最大応))が引張強さに述した時に生じるものとする。実際Ir.は乙れより小さな応力

で局部的破損，リーク孔の拡大等がかなり手弘、確率で起乙り得るので破但圧力は参考値として

考えるに儲めるべきである。

計算式は ASMESec m. MCコンポーネン卜のコードに記l放されている設計公式やH本機械学

会編・機械工学便覧 Ir.記秘されている公式を用いた。格納容~~形状，寸法などの清元は火力発íUー 26)

技術協会編のi!l!税講座の「原子炉格納容器」編から採用した。日本で運転ならびに主n設Ijrの格

納容器は BWR型原子炉では MARK-1とE型.PWR型原子炉では銅製ダプノレまたはセミダプ

ノレ裂とアイスコンデンサー II~砲であるので.乙の型の栴納容器についてのみ評価する。計算んー法

としては格納容器を球，円筒，円鍾， f1J瑚などの部分 Ir.分解しiÎ~述の公式等により計算した各部

の破制圧力の内もっとも小さいものを採り上げる方法とした。訂'Z'，l:結果を表 7.8Iζ示す。このぶ

から BWR裂ではMARK-U型. PWR型ではアイスコンデンサ到が破栂圧力が低いことがわかる 0

7. 2.1羽で評価した静[f.の持備と比較すると.BWR・MARK-D 1¥'10)彬納符認のnl01r.Zr-Jj<

一154-

JAER1-M 82-039

911

146 ft. BfS

v^ U-h©l*lffllc3/8 in.~l/2in.JS©S?S(*l5S(5*i*5 (117.17)0

LTfiEl7.18, 7.19 lc^-ffiEte«tOtffi^j©^iJS*ffll'lSo 100%Zr

: 1.0D+1.0F+l.OPa : 1.0 D+ 1.0 F+ 1.0To+ 1.0 Ta + l.OPa

D : gffl F : 7°iJ x h

Pa :

To: mn-

•to * & ^ ^ ^ © W l E ^ f ± S a ^ i 2 ^ # ^ . U ^ m & m psi t?£ 5, |S:ItE^« 60 psi T

E

~ 60 psi ~ 80 - no psi ~ 140 - 180 psi

~ 140 psi

99)

m 7.21) 0

is./.21

1000 kg TNT

4- DISCO is <in acronym for Dynamic Interaction between Shells and Continua.

- I5S -

JAERI -M 82-039

反応後の圧力は破領圧力を越えており，詳細な計算や対策が求められる乙とになる。

(4)水素燃焼時の格納容器の健全性の評価 (TMI-2格納容器の場合)20

対象はスリーマイル原子力発電所 CUnit -2)の格納容器である。補強コンクリート製であり.

高さ 160ft.の円筒構造の上IC33 ft.高さドーム状の天井がある。 2基礎は 146ft.直径の円盤で

ある。コンクリートの内側IC3/8 i n. - 1/2 in.厚の鋼製内張りがある(図 7.17)。

水素による荷重履歴としては図 7.18，7.19 K示す温圧および圧力の時刻歴を用いる。 100%Zr

反応のケースを解析に用いた。また解析は次の 2つの荷重の組合わせについて行われた。

荷重の組合わせ1.0D+l.oF+ 1.0Pa

荷重の組合わせ2: 1.0D+1.0F+1.0To+I.OTn+1.0Pa

D 目自重

F プリストレス荷重

Pa: 事故期間中の圧力

To: 通常の格納容器壁の温度勾配

Ta: 事故期間中の温度勾配

格納容器の耐負荷容量決定は円筒部について行われた。容量を正確に決定するため設計の際IC

考慮されている安全側の仮定や安全率は取り去るようにする必要である。図 8.2oK解析結果を示

す。格納容器の破煩圧力は温度勾配を考えない場合 190psiであり，設計圧力は 60psiであるか

ら安全率は 3.0である。温度勾配を考えた湯合破指圧力は 155psiであり.乙の場合み安全率は

~. ~である。いずれにしても水素の燃焼に対し格納容器は破煩しなL 、。リークパリアとしての格

納容器を考える際にはもう少し乙まかく現象をみる必要がある。例えば下表のようになる。

現象

7 イナなコンクリートクラック

重大なコンクリートクラック

ライナーの降伏

ライナー，締強鋼，テンドンの破顔

内圧

- 60 psi

- 80ー 110psi

- 140 -180 psi

- 140 psi

(5) 水素爆発時の格納容器の耐負荷容泊の代替的計算について 22)

l1'i銭水素爆発時の格納容器の健全性を検討する乙とは衝撃圧を評価する方法がないためできな

い。したがって水素の爆発のかわりに爆薬の爆発で置きかえ，圧力波の伝帰解析，構造応答を解

析する方法を採用する。格納容器中で 1000kgのTNTが爆発したケースを想定する。本日

解析は差分法Ic基づく計算コード DISCOを用いてfTっている。まず段初K絡納容器壁が剛でt

あるとして圧力自主の伝掃解析を行い援の圧力の時五IJ庖を求・める(図 7.21)。次K求めた時刻歴を

用いてl司じ計算コードを用いて構造ー解析を行う。解析結果を図 7.2211:示す。 lお1.21から圧力波

は場所によっては干渉により第 2，第 3のピークが第 lピークよりおいことがあり 2次元のi皮切J

解析が必要になる乙とを示している。IlH;r.によりグローパノレにみて 1000kg TNT K格納容探が

耐え抜く乙とがわかる。

本 DISCOis an acmnym for Dynamic Intcraction bctween Shc!ls and Continua，

-155-

(6)

1100MWe PWRi!3y^y-MS!ft*A^S**fSd:L 1/15

JAERI-M 82-039

^ ) Z 3 )

- K

3.4 kg/cm2 IC«511 =? v 9&lhi

SI, S2{tfi^(c^LT(iffiSE«-a-f'<i^-C:*o71->: 648 on -C&ifZo fiS^Btffl^tt-^fet X T 'J ->x^g] 7.26 |c,

7.3

wa® 1

<)-*•&!&

c 7.2.2. 7.2.3IC

- 1 5 6 -

JAERI-M 82-039

(6) 格納容器の耐負荷容量I~関する試験方法と結果 CLOCA荷重と地震が重畳した場合) 23)

II00MWe PWR型コンクリート製格納容器を対象とし1/15スケールのモテツレを通産の規格

を満足するように製作し LOCA条件と地震の組合わせ荷重下でどの程度の荷重に耐え銭くかを検

討したものである。乙の手法は SCD時の格納容器の健全性I~関する試験研究についても役立つも

のι思われる。試験体の寸法形状は図 7.23Iζ示した通りである。試験体系は図 7.241~示してある

ようにヒータにより水を温ため事故時の温度を模擬する。圧力は水圧によりかける。試験モード

は図7.25 Iζ示すものとした。

試験モ』ド⑥において圧力が 3目4kg/cm2になるとクラックが出た。温度が80l:になると剛性

は75%1C:減少する。 S1， S 2地震に対しては破壊せず健全であった。破壊した時の水平方向地

震荷重は 64800であった。破域時の荷量一変位ヒステリシスを図 7.261C:，最終時のき裂パター

ンを図 7.27K示す。

7.3 成果と問題点

格納容器は， SCD事故の推移と共にその内部で発生する種々の気体と熱エネルギにより圧力負

荷および温度負荷を受けると共に水蒸気爆発や水素爆発による動的荷重を受ける可能性がある。

乙のような種々の荷重の大きさは事故推移と共に変化するが大まかには次のような事故段階で顕

著な変化が起こる。

プローダウン 1次冷却水が絡納容器中IC:放出し，1(欠冷却水の蒸気が格納容器を満すと共

IC:熱エネルギが開放される。解放された熱エネルギの一部は格納容器構造部や圧力抑制プール

水CBWRの場合)に吸収される。

崩場熱の発生高温の l次系構造部から熱エネルギが開放されると共IC:崩頒熱の発生IC:より

絡納容器の圧力と温度は上昇する。乙のときの熱エネルギの一部は格納容器構造部や圧力抑制

プール水IC:吸収される。

炉心の溶融崩捌熱のため炉心が過熱されるとジルコニウムー水反応により非凝縮可燃性水

素ガスと反応熱が発生しこのため格納容器の圧力と温度は更に上昇する。過熱が更に進むと炉

心溶融IC:至り乙の溶融炉心は圧力容器底部を貫通し格納容器に達する可能性がある。

水素ガスの燃焼水素ガスと空気が混合すると燃焼の可能性があり.このとき反応熱のため

格納容器内の圧力と渇皮は更に上昇する。水素ガスと空気の混合条件によっては爆発の可能性

がありこのとき格納容器は.爆発による局所的動荷重を受ける。

溶融炉心とコンクリ』ト反応格納容器IC:達した溶融炉心は.そ乙で水と反応し水蒸気爆発

を生ずる可能性があると共に底部コンクリートと熱解離反応し額々の気体(主KC02)が発生

する。

このようなSCD事故の過程に対し.従米の実験的および解析的研究は.すでに 7.2.2，7.2.3 K

示したようにプローダウン過程を模擬したものがほとんどであり，倒雛熱の発生.炉心の溶融/

ジルコニウムー水反応、.水素ガスの燃焼過程も含めたものは少L、。例えばBattelle-Fraukfurt 14)

の実験や計算コードMARCH はその少いものの例であるが内容は初歩的なものでその完成度は

低L、従って今後はブローダウン過程の筏慢のみならずrifJ域熱の発生，炉心溶融/ジルコニウム

ー156-

JAERI-M 82-039

7.4

(A)

2)

l)

2)

Wix r n y

c. £©§tl?:=>

PWR, BWRSS

fc»6 SCD

- 1 5 7 -

.IAERI-M 82-039

ー水反応および水素燃焼過程等の模娠を含む格納容器熱水力総合実験と共に乙のような実験デー

タに基づく計算コードの開発か必要であろう。

7.4 研究標題

DBA事故あるいは SCD事故時の格納容器健全性の評価では，格納容器の破損IC:直接影響を及

ぼす内圧荷重と共IC:格納容器内の各種安全系機器やケーフツレ良通部の健全性IC:影響を及ぼす温度

負荷の評価も重要である。また.特IC:SCD事故では多量の可燃性水素カoスが格納容器雰囲気中IC:

放出されると共に各種の放射性物質も放出されその多くは構造部に沈着あるいはエアロソツレの形

成により沈降する。このため圧力・渇度と共Ic:雰囲気中の流体の組成分布の時間的変化を把鐙す

ることも重要である。従来の DBA条件を対象とした研究では主に圧力挙動に注目し温度および

流体の組成分布挙動の研究は進んでいない。乙のような現時から今後は次のような研究が必要で

あろう。

(AJ 優先度が高いもの

I )絡納容器内圧力・温度・流体組成の応答挙動IC:関する総合研究

格納容器雰囲気中の圧力・温度および流体の組成分布と各部構造材の温度の挙動を分布定数

系によって解析する計算コードを開発すると共に.乙の計算コードを検証するため SCD事故

を模撮した格納容器総合実験を行う。…… PWR.BWR模綴

2)格納容器および 1次系の SCD事故時の構造応答 1C:関する研究

格納容器および l次系構造部は SCD事故時には設計値を越える圧力あるいは温度負荷を受

けると共Ic:.水素ガスの婦発等による動的荷重を受げる可能性もある。乙のような条件下での

構造材の健全性の評価は種々の困難な問姐があり解析的・実験的研究が要求される。

(8)優先度がや、低いもの

1 )放射性物質の壁面沈着とエアロゾル挙動

2 )水ー蒸気ーガス系二相流中の液滴の挙動

ー157-

JAERI-M 82-039

# # x m 1) Ashworth, C , "Pressure Suppression", Nucl. Engng., 1962.

2) "Preliminary Hazards Summary Report, Bodega Bay Atomic Plant No.l",

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5) Jahn, H.L., Langer, G., "Distribution of Hydrogen Released within

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(1979, 11).

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The 1st International Conference on Liquid Atomization and Spray

Systems", 14-3, (1978, 8).

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Des Instationaren Druckaufbaus in Volldrucksicherheitsbehaltern

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- 158-

JAERI-M 82-039

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Program for Predicting Containment Pressure Temperature Response to

LOCA"， NUREG/CR-0255， TREE-1279， March， 1979. 11) "RELAP4/Mod5， A Computer program for Transient Therma1-Hydrau1ic

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JAERI-M 82-039

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- 1 5 9 -

JAERI -M 82-039

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an Interna1 Exp10sive B1ast"， Proc. 6th Conf. on SMIRT， Vo1.J(b)，

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and Earthquake". Proc. of 6th Conf. on SM工RT.Vo1.J(a)， Paper J4/9，

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Study"， Pro. of 6th Conf. on SMIRT. V~1.J(a). Paper J5/9. Paris， 1981.

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No. IJ. 1978. P. JOI.

ー159-

JAERI-M 82-039

Major Parameters of Typical Japanese PWR and BWH ZM 7.1 ft

Primary system

Pressure, MPa

Temperature, "C

Coolant inventory, ton

RPV steel mass, ton

Containment

Design pressure, kPa

Design temperature, *C

Shell steel mass, ton

Free volume, m3

Core

Fuel element, ton

UO2, ton

Zr, ton

Fuel mean temp., *C

PWR(2400Mwt)

15.5

305(287/322)

185 * &

550

333

122

2700

69500

102 (15xl5xl57assy) 81

18

1200

BWR(3290Mwt)

7.1

saturated

289

750

378

171(wetwell 104)

1285

drywell, 5700

wetwell, 4100

pool, 3200

235 <8x8x764assy) 168

65

1200

Mass, Number of Moles and Mole \ of Air, Steam and

Hydrogen in Containment

U 7.2

Air I M H (ton)/Number of Mole

<Mnoi.«)/Hol« %

H2 nu«« (ton)/Number of mol*

(Mn»la)/Mol« t

Staam m»««(ton)/Nurob«r of mole

(Mmola)/ Hola 1

PWR

81 / 2.8 / 38

0.85 / 0.42 / 6

73 / 4.06 / 56

BHR

12 / 0.40 / 17

3.1 / 1.50 / 63

8.5 / 0.47 / 20

- 160-

JAERI-M 82-039

Major Parameters of Typical Japanese PWR and BWR

表 7.1 代表的PWRとBWRの諸元

PWR(2400Mwt) BWR(3290Mwt)

Pressure， MPa

Primary system

Temperature，・c

Coo~ant inventory， ton

RPV stee1 mass， lon

15.5

305(287/322)

185

550

7.1 "，"oj

saturated

Containment

Design pressure. kpa

Design temperature.・cShe11 stee1 mass. ton

Free vo1叩 le.m3

333 378

122 171(wetwe11 104)

1285 2700

69500 drywel1， 5700

wetwe11. 4100

poo1， 3200

Core

Fue1 e1ement， ton

U02， ton

Zr， ton

Fue1 mean temp.，・c

』Va

s

s

a

n噌EO

守，

x

。om

M

5

X

8

5

か

宮

doozozQ

句，.

司

4't'・・唱Ea

l

}

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s

a

，， E

d ，.-X

F3

唱目.x

o

句

4ea唱E・

向

M

M

A

U

nu---oo--晶司

4

噌

E.

，E..

・・-

Ma.s. Number of Mo1es and Mo1e 亀 ofAir. Steam and

Hydrogen 1n Containment

者7.2 SCD事故時の絡納容器内ガスの*IIIIA

PWR BWR

Air ....(tonl/Number of Mo1e 81 / 2.8 / 38 12 / 0.40 / 17

(M同 4・)/Mo1e‘3.1 / 1.50 / 63 H2鳳...Itonl/Nu鳳b・rof mo1・

1M冊 l・I/Mo1.ー

0.85 / 0.42 / 6

St..岡田a・・(tonl/Numberof mo1・ 73 / 4.06 / 56 I 8.5 / 0.47 / 20

1M嗣 1・)/Ho1eー

一160-

JAERJ-M 82-039

PWR

BWR

Zr -i

(91.22)

18 ton

65 ton

Zr-steara

& 7.3 Zr*

• 2H2O

(36.03)

7.1 ton

25.6 ton

and H2-O2 Reactions

ZrO2 +

(123.22)

24.3 ton

87.8 ton

sir.

2H2 +

(4.32)

0.85 ton

3.1 ton

586 kJ/mole

1.16xlO8 kJ

4.18x108 kJ

H2

(2.16) (16)

H2O

(18) 286 kJ/mole

PWR 0.8S ton 6.3 ton 7.1 ton 1.12xio8 kJ

BWR 0.32 ton 2.4 ton* 2.7 ton 0.43x108 kJ

* Maximum available oxygen mass in total air inventory.

Energy Sources

& 7.4

Primary coolant

(305*C-100*C, isenthalpic

expansion)

Fuel thermal energy

(1200*C - 100'C)

RPV structure thermal energy

(305*C - 100'C)

Zr-steaa reaction

(100 X Zr mass reaction)

H2 burn

Decay heat

(1 hour)

PWR

xlO8 kj 1.18

0.06

0.12

1.16

1.12

1.48

BWR

xlO8kJ 0.43

0.14

0.16

4.18

0.43

1.9C.

- 161 -

}AERI-M 82-039

Zr-steam and H2・02Reactions

表7.3 Zr水蒸気および水素燃焼反応

Zr + 2H20 Zr02 + 2H2 + 586 kJ/mo1e

(91.22) (36.03) (123.22) (4.32】

PWR 18 ton 7.1 ton 24.3 ton 0.85 ton 1.16lCl08 kJ

BWR 65 ton 25.6 ton 87.8 ton 3.1 ton 4.18lCl08 kJ

H2 + 争2 H20 + 286 kJ/1II01e

【2.16) 【16) (18)

PWR 0.85 ton 6.3 ton 7.1 ton 1.12x108 kJ

BWR 0.32 ton 2.4 ton* 2.7 ton 0.43x108 kJ

* Maximum avai1ab1e oxyqen mass in tota1 air inventory.

Energy Sources

表 7.4 SCD'l~紘時11:発生する各相熱エネルギー

PWR BWR

x108 kJ x108 kJ pri_ry coo1ant 1.18 0.43

(305・C-100.C，i.・nth&lp1cexpAn・10n)

Fu・1th・rma1・n・rqy 0.06 0.14

【1200・C -100.C)

R1'V atructur・th・Z属41・n・rqy 0.12 0.16

(305・c ・100.C】

Zr-at._ r・ilction 1.16 4.18

(100 ， Zr 1I¥iI" r・ilct10n)"2 burn 1.12 0.43

D・c・Yh・ilt 1.48 1.!Hi

(1 hour)

明 161-

JAERI-M 82-039

Heat Capacity

#7.5

Inventory air

Containment structure

Pressure suppression pool

Blowdown coolant

Steam

Water

PWR

MJ/K

57.8

1244

-

98

458

BWR

MJ/K

8.4

S90

13400

11.3

774

Containment Pressure and Temperature Response at

Four Major Time Points

Design pressure/temperature

Blowdown terminated

Decay heat generation(1 hour)

Zr-steam reaction terminated

H2 burn terminated

PWR

333kPa/122»C

320kPa/117*C

3B5JePa/197'C

463kPa/260'C

BllkPa/660*C

BWR

378kPa/171(ww

268kPa/131(ww

290ki'a/133 (ww

1470kPa/196(ww

650kPa/476(ww

104)°C

45)'C

60) -C

91) «C

91) »C

- 1G2 -

Inventory air

ContAinment structure

JAERI-M 82-039

Heat C&p&city

表7.5 各部熱符!it

PWR

57.8

1244

Pressure suppression poo1 .

B1owdown CQ01dnt

Steam 98

Water 458

BWR

~fJ/K lofJ/K

8.4

590

13400

11. 3

774

Containment Pressure and Temperature Response at

Four Hajor Time points

ぷ7.6 SCD引故11年のJjピ力と11M交の応答

PWR BWR

Desiqn pre..ure/temperature 333kpa/122・c 378kpa/171(ww・'104)・cBlowdown 色・rminated 320kPa/ 11 7・c 268kPa/131(ww 45)・cD・C・yheat qeneration(l hour) J85kPa/197・c 290kl'a/133(ww 60)・czr-se... r.action t・rminAted 463kPa/260・c 1470kPa/196(ww 91)・c日2burn t・rm1nated 811kPa/660・c 650kPa/476(ww 91)・c

-162 -

JAERI-M 82-039

Containment Computer Code Applied to C5NI Standard Problem

7.7 Battelle -Frankfurt^Kf -?ffl&Hf£J^AWr

Country (Organization)

Australia (AAEC)

Belgium (Tractionel

Canada (AECL-EC)

Finland (VTT)

France (CEA/EDF)

F.R. Germany (GRS)

Italy (CNEN/Pisa Univ.)

Italy (NIRA)

Japan (JAERI)

Netherlands * (ECN)

Sweden (Studsvik)

United Kingdom (UKAEA, AEEW)

Contributor

P.G. Holland J. Marshall

E.J. Stubbe

W.M. Collins

E. Pekkarinen

A. Sonnet A. Mattei/ F. Herber

W. Erdmann M. Tiltmann

R. Romanacci/ F. Cassano A.M. Gorlandi M. Marchi M. Mazzini F. Oriolo B. Chiantore R. Monti A. Pennese

K. Namatame I. Takeshita V. Kukita

J.p.A. Van den Bogaard

A. Woudstra

J.E. Marklund

W.H.L. Porter

Computer Code

20C0 V

TRAP-SCO

TRAP-CON

PRESCON-2

RELAP4/M0D6 CONTEMPT-LT/026 GRUYER

COFLOW

CONDRU ARIANNA-0

CONTEMPT-LT-26

PACO

RELAB4/M0D5

20C0-V/M0D.

COPTA-6

CLAPTRAP II

CLAPTRAP I

1 6 3 -

JAERI-M 82-039

Containment Computer Code Applied to CSNI Standard Problem

表 7.7 Battelle -FrankCurt実験データの各国による解折 (CSNI僚準問題)

-Counzattry fo Contributor Computer Code

(0坦空nization)

Austral ia P.G. Holland zoco V (AAEC) J. Marshall

BeJgium E.J. Stubbe TRAP-SCO (Tractionel

TRAP-CON

Canada W.fo!. Coll ins PRESCON-2 (AECL-EC)

Finland E. Pekkarinen RELAP4/MOD6 (VTT)

CONTEHPT-LT/026

France A. Sonnet GRUYER (CEA/EDF) A. Mattei/

F. Herber

F.R. Germany N. Erdmann CO凡側(GRS) M. Ti 1tmann

CONDRU

Italy R. Romanacci/ ARIANNA-O (CNEN/Pisa Univ. F. Cassano

A.M. Gorlandi M. Marchi CONTEMPT-LT-26 H. Hazzini F. Oriolo

I ta1Ry A B. Chiantore PACO (NlRA) R.陶 nti

A. Pennese

daAmE n K. Nal1ld ta冊 RELAP-4/MOD5 (JAERI) 1. Takeshita

Y. Kukita

Netherlandsー J.P.A. Van den ZOCO-V/MOD. (ECN) Bogaard

A. Woudstra

Sweden J.E.陶 rklund COPTA・6(Studsvik)

untted kfngE d棚 W.H.L. Porter CLAPTRAP 11 (U削EA.AEEW)

..... CLAPTRAP 1

一163-

JAERI-M 82-039

Static Failure Pressure of Containment

: MPa

mm/}

BWR SOJikWe®

MARK-IM

2.1 0.38

1107/kVSfegi

MARK-03!!

0.98

0.28

PWR 807jkVfe&i

0.95 0.24

llOTJkWelfi

0.47

0.08

Vol.29. No. l l . P 1 0 1 ~ P 1 1 3 * T

PWR(Ice

M \ / f<V

ssumed tonation Limit

4 0

H2 Cv/of. %J

Flammability and Detonation Limits of Hydrogen-Air-Steam Mixtures

PWR ,

BWR* : Pure steam fn dryweil and air-hydrogen mixture fills wetwell. BWR**: Homogeneous mixture of air, steam and hydrogen in drywell and wetwell

BWR***; inerted condition

- 164-

JAERI -M 82-039

Static Failure Pressure of Containment

表7.8 格納容器の静的破鍋圧力(概算)

単位:MPa

BWR PWR 80]jk時級 1¥0万k恥級 80万k暁級 110万kWe級MARK-I型 MARK-ßl~ 鋼製ダプル型アイスコンデンサーE型

磁的圧力 2.1 0.98 0.95 0.47 設Jt圧力→ 0.38 。28 0.24 0.08

本火力f原子力発電 Vol.29.陥》・ 11.PIOI-PlI3まで

BWR*: pure

~

40 20 』・(:1

o H2 l vol. % )

Fl anrr的 i1ityandDetonation Limits of Hydrogen-Air-Steam M1xtures

凶 7.1 PWR .BWR絡納容磁の水素繊燐称図

steam fn drywelJ and air-hydrogen mixture fiJJs wetweJJ.

ー

ー

BWR**: H創nogeneousmfxture of air， steam and hydrogen in drywell and wetwell. BWR**脅 lnertedcond1tfon

-164-

JAERI-M 82-039

Gr«M< Uval

CVTR Test ContainmenC

- 1 6 5 -

下

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JAERI-M 82-039

I/Z" 5'..1 L'lIIr

12'・0.00COIIC'''. --

OPE聞血τINGttEGION

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INTE聞MED'ATE 聞EG'D同

ーーーーーーーーーーーーーーーーーーーーーー--IIEι.29"

.晶SEMENT聞EGION

....帽・"'，.・0'EL-27"

CVTR Test Containment

岡7.2 CVTR実験装in

由 165-

JAERI-M 82-039

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StMl I IK'HM •t*km, • SOX

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H«oi T>antl«r Coc<liciti>l - TAEH Htoi Plug 2

CMfliCitnt (20, 4O, 60

( >20% x OM>o'mg <n Jiacf tioiart)

4 1 1 1

6 9 12

Timt (mm)

CVTR Test Result (Pressure)

B17.3

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KiHwiXUti N*fi«" < 319 • II tltvatnn } MtmcMIt H**n ( SOT-(I •Hwtpon )

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Tim* I m l CVTR Test Result (Temperature) •

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JAERl-M 82-039

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CVTR Test Result (Pressure)

同7.3 CVTR実験データ解析例(圧力)

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I ，・ 5 ・T岬暗仰回3 帽(: .Jt.t

CVTR Test Result (Temperature) .

同7.4 CVTR~験デーヲ解析例(制度)

-166-

U3f IOOONoanals«alcv«l

MX-Program Test Facility

End of blowdown

Pressure Response

I 7. 6 Marviken MMir- 9 ffl (l£tl)

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IXI7.5

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l玄』N10ω申

End of blovdovn

図 7.6

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Pressure Response

Marviken実験データ例(圧力)

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MX-program Test Facility

Marviken実験装百Ixl 7.5

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Battelle-Frankfurt Test Facility

11 7.7 Battelle -FrankfurtHS&g!

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Battelle-Frankfurt Test Facility

Battelle -Frankfurt実験装置図 7.7

OECD-CSNI CONTniNMENT STflNDflRD PROBLEM NO.2 (TEST CflSP2!

1 EXP.ERROR (+25 mbar) o EXP.ISPL103M39LI O ITflLVIChEN/PlSfl) + ITflLVINIFHI 4 JRPRN * NETVEFLFMJS O SWEDEN ® UNITED KINGOCM

2 T s 00

0.0 BO.O 160.0 1

210.0 • 1 320.0

1 400.0

1 1 4B0.0

TIME

1 1 560.0

( S I

— i — 640.0

1 720.0

1 BOO.O

1 BBO.O

1

960.0

Pressure Response Data in Comparison with CSNI Analysis

(TE5T C円5P2lCONT円IN門ENT5T円ND円RO"PR08LE門 NO.2OECD-C5Nl

』〉問問【

l

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960.0 Bヨ0.0日日0.0480.0

Tl門E

Pressure Response Data in Comparison with CSN工Analysis

Battelle -Fran;，lUrt実験データの解析例(圧力)

720.0 640.0 560.0

(5) 400.0 320.0 2"10.0

関 7.8

160.0 日0.0二十一

0ECD-CSN1 CONTRINMENT STRNDRRD PROBLEM NO.2 (TEST CRSP2")

EXP.ERROR ( + 1 . 2 K)

rf EXP.(9TW 180 M-9) o EXP.I9TU180M75I D ITflLYIOOJ/PISfll + ITPLYINIRHI

JPPFN NET1-ERLFNDS SWEDEN UNITED KINGDOM

0.0 8 0 . 0 160.0 720.0 240.0 320.0 400.0 480.0 560.0 640.0

T I M E ( S ) Temperature Response Data in Comparison with CSNI Analysis

H7.9 Battelle -FrankfurtHl&x-

BOO.O BBO.O 960.0

I

00

tTEST C円SP2')CONT円IN門ENTST円ND円RDPR08LE門¥10.2OECD-CSNl

0.Rm拘

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zijiji tH401

960.0 日ヨ0.0日日0.0I

720.0 「一一一Tーー寸

"180.0 お 0.0

TI門E (5) Temperature Response Data in Comparison with CSNI Analysis

640.0 T

4日0.0T

320.0 T

240.日T

160.0 T

80.0

Battelle -Frankfurt実験データの解析例(温度)図 7.9

Battelle H2-Tes t Nr.02 (Homogeneous Temperature)

Battelle H2-Test NrO6 (Inverse Temperat'ire)

Lower Compartment

2000 4000 6000

-Calculation, •

8000 10000 sec

Experiment

Upper ' Compartment

2 s oo

o

2000 4000 6000 8000

•Experiment m Calculation

10000 sec

Experimental Result and RALOC Calculation

II 7.10 Battelle - FrankfurtCHzffigl^^T -

』〉開河-・・Fh

∞Ntoω唱

Battelle H 2 -Test Nr: 06 Unverse Temperat'lre)

Vol叫

~.O

3.0

5.0

2.0

Battelle H2-Test Nr.02 (Homogeneous Temperature)

5.0

'.0

3.0

10

20

1-J21

三塁 Calculation一-Experiment

10000 sec

-ー一一一ーーーーCalculation，..ー輔ー圃 Experiment

8000 6000 ~OOO

Experimental Result and RALOC Calculation

BaUel1e -Frankfurtのぬ鉱散実験データの解析例図 7.10

HDR-Program Test Faci l i ty

W7.il

172 -

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週

JAERI-M 82-039

1.20肌

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HDR-Program Test Fac111ty

1:.:<17.11 HDR実験袋内

ー172-

Stock

l—IXJ-

Ar-Ctooning System

r-u* Pimuf'RMitfSwtem

Dump Tank .

Spray S U P P M I W Sv«ten>

Blower -ix3

Measurements and Processing System

'ft //r.\

Containment Vsssel

- » - * •

- * - * •

Spray Tank 80m3l

Drain Tank

Orifice Row controler

Spray pump (!30m3/hr)

Orifice Flow controler

Steam Supply J{3,5Kg/fcm*G,6

lon/ri

OKITAC-50/40

Central Processa

Drain Water Control System Heat Exchanger

Digital Plotter Line Printer

Control Typewiter

1

JAERI Containment Test Facility

0 7.12

』〉開刃

-1玄∞Nlou由

Typewiter

1-.『U

I

JAERI Containment Test Facility

原研格納容器スプレー実験装置図 7.12

JAERI-M 82-039

3.0

H. 2.0

P H S - I

Experimental result .Calculated results CM.0constant)

Experimental heat transfer Coefficient Uchida's heat transfer coefficient

( Heat transfer coefficient is value at surface of wall)

-15 0 30 60 Time after spray start (min)

Comparison of experimental pressure response with calculated results by CONTEMPT - LT code ( P H S - I )

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700 500

300

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* Iodine sampling from V-1 in liquid phase

• Iodine sampling from V-2 in liquid phase

:Nonspraycd region

- Sprayed region

J

•

60 120 180 240 300 360 420 Time after iodine injection (min)

Concentration change of inorganic iodine for BWR simulation test (BIS-I)obtained by JMC.

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174

JAERI-M 82-039

3.0

PHS -I

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111_ 2.01

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一一一白 E喝渇rimentolreωIt 一一一 Colculatedresults (η"1.0 constant )

ー一一Exp阿mentolheat transfer ~ì~ Coe符ic抱nt司、ー一一出hi由、 heottronsfer coeffici例\~\ (陶attrar喝旬rcoefficient is叩 lueot surfoce of woll )

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。」コ帥刷。La

W5 0 30 60 90 Time after spray sfarf (附n)

α川町isonot 似:!l'9J川~fa'-pressu~eJe~pon~e with calcu畑tedresults by CONTEMPT-LT' code (PHS'-I )

図7.13 怖納容器スプレー実験データの解析例(熱除去実験)

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360 420 T;m.，ft.， ;odine ;nj.r:t;on Im;n)

Concenlralion chasBe of Inorpnic iodine f，町 BWR副fsulalionleSl (615.1) obllined by JMC.

l刈714 m納(~~:~スツレ一%験デーずの解析例 <b I除去%験)

J7.1

JAERI-M 82-039

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Slowdown pipe

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Test containment

JAERl Full-Scale Mark n Containment Test Faci l i ty

175

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JAERI-M 82-039

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JAERI Full-Scalc Mark U

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JAERI-M 82-039

IES1 ? O OWPS-dOl DHiwtii A HHI'S 001 HMutu

FULI -SCALE fiRRH I I TH!

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REtAP/CONTEMPT-tJ (Dryweil)

hrI APyCQNTEMPT-LT (Wetwell)

Pressures In Orywell and Wetwell Airspace

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JAERI-M 82-039

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Pressures ln Drywell and Wetwell Airspace

同 7.16 原研圧力抑制実験データの解析例

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JAERI-M 82-039

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JAERI-M 82-039

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JAERI-M 82-039

a . The Air BUst Velocity Field for a IOOOK9. Charge.

b . Pressure Time-HUtorles for a IOOOK9. Charge.

300

Pressure and Velocity History in Response to TNT Explosion

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- 178-

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JAERI-M 82-039

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l渇7.21

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Pressure and Veloclty Hlstory in Response to TNT Explo自lon

火集~ieによる~胤のi虫I!U持と I~l<点におけるJ t:))の H年制限

~ 178-

6 4

JAERI-M 82-039

Nodal Displacements of the Structure at t«300(ms). (Charge Weight-lOOOkg, Displacement Magnification-400). Number Indicate Thickness in Meters.

100 200 t.(ns) 300

Deflection Time - Histories (a) Dome Apex, (b) Platform Center.

IS37.22 (a) ffi±.. (b)

- J79-

'

1.5

100

JAERI-M 82-039

Nodal Displacements of the Structure at t-300(ms). (Charge Weight-l000kg， Displacement Magnification-400). Number Indicace Th1ckness in Meters.

0.75

200 t.lI05)

300

Deflect10n T1me -Histories (a) Dome Apex. (b) Platform ~enter.

凶 7.22 g別立の時刻版 (a)岡上.(b) L米中央

同 119-

JAERI-M 82-039

OVERALL DIMENSIONS AND REINFORCING DETAILS IN TEST STRUCTURE

l 7.23 r a

- 180-

JAERI-M 82-039

r ーム;一ーへー¥]

住吉，m一例1.240

OVERALL DlMENSIONS AND REINFORCING DETAILS IN TEST STRUCTURE

同 7.23 テスト構造物の全体ーl法とhn強の。，jl'制11

-180-

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JAERI-M 82-039

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600

-0(ton) MEASURED & COMPUTED DISPLACEMENT AT SPRING LINE, 3.OM ABOVE BASE, THERMAL * PRESSURE LOAD COMBINED

! 7.26

CRACK PATTERN OF WALL AT END OF TEST

13 7.27

- 1 8 2 -

-20

" d〆

+Q(ton)

600

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]AER1 -M 82-039

DJSPLACEMEHT (nm)

20 30 40 50 60 70

ー--ELASTO-PLASTIC ANALYSIS

" ー

。脅迫-Q (ton) L450

MEASURED晶 COMPUTEDDISPLACEMENT ~T SPRING LlNE， 3.0M ABOVE BASE， THERMA工， &: PRESSURE LOAD COMBlNED

図 7.26 基礎から 3M上の地点での熱と圧力の組合わせ荷重に

よる変位ヒステリシス(計算値および実験値)

hess 旦p.ti且ιムine. で二斗山

CR且CKPATTERN OF WA工，LAT END 0F TEST

図 7.27 実験終了時の躍におけるさ裂模織

-182-

JAERI -M 82-039

t a*

T ,

C •> t r t t SCD

- 1 8 3 -

jAERl -M 82-039

あとがき

望ましい調査報告とは，その分野の乙れ迄の成果の紹介と，それに対する評価及び問題点の整

理が共に充分に行われているものであろう。乙の観点IC立てば，第 l次報告書は日数の制約Icよ

って.内容のかなりの部分で，既報の研究成果及び調査報告の紹介のみに終ってしまった。した

がってみずからの解析や検討を充分に行って，より充実した報告に作りIIIす必要を，報告者自身

が感じていた。

乙のような理由で，第2次タスクフォースが昨年 8月iζ発足し，第 l次作業メンパーに安全工

学部及び安全解析部から数人の委員を追加して，作業を進めた。乙、では SCDの計算コードを

用いて，事故の進展についての鍛定も行った。また l次報告以降に入手した資料の紹介も追加し

て，より充実した報告書にした。

しかし SCD研究は若い研究分野であり，知識についても日進月歩であるo 本報告の原稿が完

成した後にも利用価値の高い資料が入手されたりする状況であり，もし l年後11:同様な作業を行

うならば，大筋では本報告と同じでも，細部ではかなり書き直された報告書ができるであろうo

乙の分野の研究者は今後共園内，圏外の動向1C注意を払っておくべきである。

ー 183-

JAERI-M 82-039

SCD

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- 1 8 4 -

JAERI -M 82-039

付録A SCD事故対策に関す.Q検討

SCD事故に対して取るべき対策を提案する乙とは本報告書の主目的ではないが. SCD事故研

究の計画を立てるうえでの参考とするために，検討が必要と思われる対策課題について考察した。

乙乙では，まずA.l節で SCD事故対策課題の概要を示す。また.立す策課題のうち.SCD事故IC

至る起因事象の発見のための運転経験の利用の問題と運転員の対応を改善するうえでの事故時に

おけるプラント状態の同定の問題は重要と考えられたので.A.2およびA.3において.説明を

補っている。

A・ SCD事故対策課題の概要

SCD事故fL対する対策は

①事故の発生を防止するための対策

② 事故の拡大を防止するための対策

① 事故が拡大してしまった時の対策

申事故後処理のための対策

11:大別される。乙れらそれぞ‘れについてなすべき対策をまとめると，表A.lのようになる。ただ

し，乙の表には.シーケンス各部での問題点(例えば水素爆発の防止)についての具体的対策は

示していなb、。問題点乙・との具体的対策は.本報告書の各章で述べられる。乙乙で一述べるのは，

事故シーケンス全体を通じての一般的対策についてである。

事故の発生防止のための対策は，事故の起因事象をなくす乙とであり，具体的には.

a. PRA手法による SCDIζ至るシーケンスの摘出

b.設計や運転要領の再検討

C. システムごとのフォール卜・ツリー作成K心るシステムの弱点の系統的見なおし

d.運転経験の分析評価による設計時考え落ちの発見 CA.2参照)

などが考えられる。

事故の拡大防止のためには，事故状態を正確に同定する乙とと.それに対して正確な行動をす

る乙との 2つが必要でもある。事故状態の同定のためには. A. 3 fL述べるように.

a. SCD時のプラント状態を表示するために必要なパラメータの鏑出

b.それらのパラメータを，事故の全スベクトノレにわたり事故時の厳しい環境下で測定可能な

ような計測器の開発

C. 事故時IL運転員の判断を助けるような計測表示システムの改良

などがある。また，同定された事故状態に対して正確な行動をするためには，行うべき処理につ

いて運転員が熟知している乙とと.その処置に必要なシステムが完備されていることが必要であ

る。具体的対策としては，

a. SCD事故がどのように進行するかを計算コードによる解析や逮転経験の分析によって推定

しそれを速転員Ic教育すること

b.事故時手順の見直し

C. シミュレータ等による希少事故lζ対する訓練の蓄積

d.事故推移予測システムの開発

-184-

f.

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a.

b.

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JAERI-M 82-039

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'lf((:, cost - perfornnnce

- 185 -

JAER 1 -M 82-039

e.経験を槙んだ技術者による事故時助言組織の繋備

f.事故シーケンスを画然と変えてしまうようなパラメータ(特に，能動機器の作動・不作動)

についての解析・評価

g. SCD対策のための新しい装置の開発と取り付け

h.従来ある装置を SCDIL.対してど乙まで利用できるかの解析・評価とそれを取り入れた事

故時手}I頃作成

1. 事故時における運転員の保護

j. 事故時における制御室の安全と制御機能維持

などが考えられる。

事故が拡大してしまった後では，プラント従業員と周辺住民の安全を図るための対策が必要に

なる。具体的には，

a.従業員の退避基準の見直し

b. 周辺住民の避難基準の見直し

c.周辺住民の避難法の検討と避難訓練

d.事故時の防災活動を支援するための環境中放射能移行の予測システムの開発

e. 事故時の放射能モニタリングシステムの開発

などが考えられるo

事故後処理のための対策としては

a.放射能で汚染された水や空気の処理法の開発と放出基準の検討

b. 放射能で汚染された建家内部のクリーンアッフ。法の検討

c.事故時の被害状況を把握するためのシステム(例えばロボット)の開発

d.事故後のプラント状態計測及び長期冷却のために最小限ι要な機器が故障した場合IL.，そ

れらを修復もしくは取り替えるための手法開発

などカiある。

SCD事故IL.対する対策を考える際の原則として重要なのは， r妥当な対策を立てる」という

乙とである。 SCD事故は極めて広いスベクトルを持つ事故で1あり，これら全スベクトノレIr.対して

事故の発生及び拡大を防止するための対策を考えるの!ま容易な乙とではない。考え得るすべての

スベクトルに対し，事故抑止のための装置をつける(すべて設計でカバーする)乙とは，実際上

不可能であろう。また，ほとんど可能性のないような事故に対して，膨大な抑止システムを用意

するのが良いわけでもないであろう。 SCD事故の対策を考えるには常に， cost -perfOrm1nCe

の釣り合いを考える乙とが必要である。即ち，考え得る種々のシーケンスについて，その発生確

率と発生時の彼害の大きさを推定し，それから得られるシーケンスごとのリスクの大きさに応じ

て，妥当な対策を採るのが望ましい。

あるものについては設計でカパーするのが妥当であるかも知れないし，あるものについては運

転要領でカバーするのが妥当となろう。設計でカバーするのが望ましい場合には，それらの装置

の有効性を確かめるために設計基準事故シーケンスまたはシーケンスの範囲を設定することが必

要となろう。

ー 185-

JAERI-M 82-039

Areas that need research and development related to SCD accidents SCD

I—

— MtZT- 9 (DJR*

(isit. m&, cmm, mm®

I— I—What if study

-7*7 >

it

1—7":

— cost/performance

>>- -5r y x '

L

- 186 -

jAER 1 -M 82-039

Areas that need 陀 searchand development related to SCD accidents

表A.I SCD事故対策に関し研究開発の必要な諸領域

事故発生防止

プラント弱点の識別

[: による … 調度評価 ( 設計翫保持含む)ヒ手法の整備(開発，標準化)

信頼度データの整備

見落していた重要因子の発見

弱点の改良

事故鉱大防止

[t…一重要$~I1:ついての分析・評価

事例解析研究

What if study 多発事象についての傾向分類及びそのためのシステム開発

事故時プラント状態の正確な把握

[プi日日ぷ品品糊加………態肝問…を碕掛…表勧抑わ材一す拘のそれ }レノパマラメ-夕のi測E則リ定器の開章発苦SCD事故スベクトルの広がりについての予測

SCD事故時環舗の予測とそれに対する劃IJ定器の耐性の検討

それらのパラメーヲの測定値表示システムの開発

ヒパラメ→の整理・分煩と見やすい表示器の開発

プラント状態をまとめて表示するシステムの開発

事故鉱大防止のための正確な対応

運転員の正確な行動

SCD事故について運転員に正確な情報の教育

ヒ他プラントの事例収約

各シーケンスについての予測計算結果の伝達

事故時手順の再検討

シミュレ-Ij等による実地訓練

事故時助言組織の整備

」事故時情報伝達システムの開発

リアルタイムの事故推移予i1IlJシステム開発

事故鉱大防止のために必要な機器の設置

新しい安全装置の設置t /dm … 設計基準の設定

装置の開発

設計静価コードの開発

事故時手順への反映

従来の装置の頭初目的外使用f 酬叩叩一一可覗醐叫能蜘脚性酔の

設計変更の有無の検討と必要ならその変更

投自計十評価コ-ドの関発

事故時手順への反映

システム作動/不作動のνーケンスへの影嘗解析t事故捌さ叩珂出

事故を収束させる因子の摘出1

ー 186-

JAERI-M 82-039

A. l

— F P mtau-t %<Diam'^<o&fT:fffl •>*

I— I—

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L- seaifiotf <

- 187 -

表A.l (続き)

事故拡大後処理

JAERI日 M82-039

公衆の安全確保

FP放出量とその環境への移行予測システム叫開発

公衆の避難のための基準検討

ヒ避難山場合のリスク評価

避難する場合のリスク評価

公衆の避難方法の確立

避難訓練の実施

従業員の安全確保

」従業員避難のための基準検討

事故後のプラント処置

t退避し吋合の従業員のリスク評価

退避する場合の公衆のリスク増加評価

プラントの安全な管理

[口飴知な棺管ト-損傷状況判断IにE必要なシステム

L~ 熱除去，再臨界防止， FP放出防止などに必要なシステム

機器煩傷の場合の対応法の検討

放射能処理

t取り替えーの検討と一……ゃ

設置

他の機器による代用可能性の検討

ト汚染水や汚染空気の処理

I ←環境への欣出基準の設定

L放出置を少くするような処理法の開発

ー機器や建物の汚染処理

L従業員ひぱくを少くするような処理法の開発

-187-

JAERI-M 82-039

A.2

TMI

Lfco ttz, 1980^6^ 28 Bffl Browns Ferry-3 cox V y A ^BfcJi, x 3 y

(SDV) ©Tk&fflilSriqvg-ea&^fctiS-JSLjto cnb©«^0g! f i | iLT , J P J E ^ ^ SDV

, 7" 7 y

Event Roport (LER) ICtO, *B^fflHtlCg|-rSffiS*7<:aiC (*PRS] 3,000~4.000#) -k.1fl, C®->XTA|c:-3iiTGeneral Accounting Office (GAO) #1979*f 1 ^ ic

LT, *n*ffiBi!-r5J;-5IC, 1977 fp 9 ^ 24 0 ©Davis Besse-2 ©VStti1. , 1979 fp 3 /! 28 BK TMI-

&, NRCfi 1979^P9^(C, fflSOJ^Office for Analysis and Evaluation of Operational Data (AEOD) &l&3.LtZo AEODO®iJ(i,

m&LER-

- 188-

T!¥ERI-M 82-039

A・2 運転経験の~.j用による SCDIこ至る虞れのあるシーケンスの発見

前述のように PRAはSCD起因事象の系統的な取り扱いのため¢智力な手法であるが，それで

も見落しはありうる。

この欠陥を埋めるのは，運転経験のフィードパックである。即ち.予期しないトランジェント

が起きた時11:，その原因を追求し，そ乙から得られた教訓を設計や運転管理11:反映させることに

よって.設計時の考え落ちを埋めていくという，乙とである。

TMIの事故は.一次系IC気泡がある時は，加圧器の水位計は一次系の冷却材のインベントリ

を表わさないということを，乙れまでの設計あるいは運転管理で見過ごしてきたということを示

した。また， 1980年6月28日の BrownsFerry-3のスクラム失敗は.スクラム排出容器

(SDV)の水位測定が不良であった乙とを示した。これらの事象の教訓として.加圧器や SDV

の水位表示と実際のインベントリの聞に必ずしも 1対 1の関係がないことが確かめられ，これま

でに幾つかの改良一設計や運転管理へのフィードパックーがなされてきた。少くともその分だけ，

原子炉の安全性は高められたはFである。

ただし，運転経験の反映は単に対象となったひとつの系統や機器の欠陥を克服するだけでは不

十分である。気泡が出たときにインベントリを正確に表現できなくなるのは，加圧器水位計だけ

ではないであろう。我々は， r気泡が出ると水位がインベントリを表わさなくなる」という意識

を持って，加圧器水位系以外の全水位計に対しても，これまでの設計や運転管理に欠陥がなかっ

たかどうか見直すべきであり，そうすることによってより広範囲の安全性向上を達成できるので

ある。

運転経験の利用は，大きくわけで， (!)発生件数は少いが，その中11:安全上重要な情報を有する

ものを分析することにより，安全性向上のための教訓を得ることと， (2)発生件数の多い機器故障

例などを数多く集め.故障の起きやすい機器を識別することにより，プラントの信頼性向上を図

忍ことの 2つの流れがある。乙のうち後者は.主としてプラントの稼動率向上が目的であり.

主として設置者側機関によってデータの管理・利用がなされている。 SCD事故起因事象を考え

るという意味では前者の方がより重要である。

運転経験を設計や運転，規制11:反映させる ζ とが，原子炉の安全性向上のために不可欠である

ということは，米国を中心IC近年強く認識されていることである。米国では，従来もLicensee

Event Roport (LER)により，発電炉の異常に関する報告を大量に(年間 3.000-4.000件)

集めていたが.乙のシステムについて白neral Accounting Office (GAO)が19'/9年 1月IC

出した報告によれば， NRCのLERの収集・利用が系統的でなかったことが指摘されている。そ

して，それを証明するように， 1977年9月24日のDavis Besse -2の事象なと¥極めて類似し

た事象が既に発生していたにもかかわらず， 1979年3月28日に TMI-2の事故が発生してしま

ったのであるo

このような反省から， NRCは 1979年9月に，新設の局 Officefor Analysis and

Evaluation of Operational Data (AEOD)を設立した。 AEODの役割は.ひとつにはNRC

内に運転経験の系統的な収集・評価・利用システムを確立する乙とであり，もうひとつには運転

経験の分析から原子炉の安全性向上に有用な教訓を導き出すことである。 AEODは乙れらの目的

に向って，現在LERシステムの見直しと，重要事象についての分析や事象発生の傾向分析を行

一188-

JAERI-M 82-039

Tfe, TMI ^te^lcNuclear Safety Analysis Center CNSAC)

i Institute of Nuclear Power Operations (INPO)© 2i<Dt&U%Wc3.lfrW,

ffl—BH3£#i;WTfc*l •§—#, ISl^ff lk^R J2" NOTEPAD •>* r ^.TOtSS^tfe^fT^cfc-jICtt-sT^So 1980^ft|2OECD-NEAK Incident Reporting System (IRS) « S L , OECDJnSia/*IT"©S^¥^»cBII^S tSii3?^/i)*S r,tzo ttz,

IAEA tc «t -. T fe IsMi « •> r A ©fgJS^fr S n t ^ 5 o

(1)

(2)

tCi

(3)

^^t^-a-TWSffiTo 1 *31*5 what if study (4)

15) IS b -a- 5 J; -3 ^ (6) *(mind set)

A. 3

TMI

0*£ttSfcfflT"*So 0RI£, TMI

TMI *Afeli**(c, 7°

- 1 8 9 -

JAERI-M 82-039

っている。

米国ではまた，設置者側でも， TMI事故後ILNuc1earSafety Analysis Center CNSAC)

とInstitute of Nuc1ear Power Qperations (INPO)の2つの組織を設立したが，両機関の

共通のタスクは.運転経験をレビューし，その中から大きな事故の前兆となる現象を発見し，そ

れに対する施策を勧告する乙とによって，事故の発生を未然に防ぐという乙とである。

発生件数の少い重要事象lζ関する情報を，広範囲に知らしめて，すべての国の原子炉の安全性

向上に役立てようとの考え方は，現在世界的潮流となりつつある。多くの規制当局間で異常報告

の二国間交僚が行われる一方，設置者側も例えばNOTEPADシステム等ーにより，国家の枠を越

えての情報交換を行うようになっている。 1980年には OECD-NEAIζIncident Reporting

System (1 RS )が発足し， OECD加盟国内での重要事象lζ関する情報交換が始まった。また，

現在 IAEAによっても同様なシステムの発足が準備されている。

乙の分野における日本の対応は著しく遅れており，ある事象が起きた時にそれを分析・評価す

るのは専ら当該設置者とプラントのメーカーだけであり，固として重要事象を系統的・多角的に

分析・評価する体制はほとんどないと言ってよい。

SCD事故に至るシーケンスをつぶすために，運転経験をどのように収集・利用すべきかについ

い，現在なされている，あるいはなされようとしている ζとをまとめると.次のようになる。

(J)運転経験を系統的に収集し，収集したデータの中から安全上重要な情報を引き出すシステ

ムの開発。

(2) 安全上重要な事象についての十分な検討・評価により，安全性向上のための教訓を引き出

すこと。特IL，従来の設計や運転管理で見落としていた項目を見つけ出す乙と。

(3) 結果としては大きな事故につながらなくとも，潜在的に重要であった事象について.状況

を変化させての解析。いわゆる what if study.

(4) 機器故障の傾向分析による，相対的に弱体な系統・機器の識別。

(5) 人的要因の見直し。特11:，異常事態下での運転員の行動Ic:関する検討や，運転員の判断を

誤らせるような計測表示システム等の摘出。

(6) 複数のシステムを同時に作動不良にするような，共通原因の摘出。特iζ. 運転員の思い込

み Cmindset)が共通原因となるようなものの摘出。

A.3 事館時のプラント状網開定

事故時iζプラントがどのような状態になっているかをE確に知ることは，事故の拡大を防き:

プラントを安定な状態IC:落ちつかせるために不可欠の条件である。事故Ic:対して正確な対応をす

るためにはプラントの状態が判らねばならず，逆Ic:，プラントの状態が判れば，ほとんどの場合

それに対して正しい処置がとれるもので、ある。例えば， TMIの事故では.加圧器の水位が一次

系内の冷却材インベントリを正しく表わしておらず，一次系の中IL水が不足している乙とが判っ

ていたら，運転員はその時点でHPIによる冷却材を注入したであろう。 TMI事故はまさに，プ

ラントの状態を誤って認識し，その誤った認識に沿った対応をしたために起きた事故である。

プラントの状態を正しく認識するために，どのような方法があるか。その第ーは.告IJ御室の運

転・表示パネルの改普・である。 TMI事故の教訓のひとつとして制御室パネルの設計が不良で，

運転貝がプラント状態を理解するのに困難があったことが指摘され，現在乙の分野で1幾つかの設

-189-

JAERI-M 82-039

£&,

5d;-?«J; i9iR®««^xf Afcgafg$no-3i&S0 #J/L«, ^SLIIfir>*-f A (DAS:

Disturbance Analysis System) -P^^^'y * —9 g i ' > x f A (Safety Parameter

Display System : SPDS ) W%tlX"&Z<, M#ti$J5gffi®;H*£;b-fcbi>>£-7°7

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- 1 9 0 -

]AERI-M 82-039

計改良がなされている。例えば，システムどとにスイッチと弁位置表示をまとめるとか，常時開・

常時閉の弁それぞれをひとつの表示パネルにまとめ，異常な位置にある弁をただちに検出すると

いった種類の改良である。

プラン卜状態についての讐報や測定値をある程度まとめて，運転員1<::プラン卜の状態を教唆す

るようなより積極的なシステムも開発されつつある。例えば，外乱解析システム (DAS:

Disturbance Analysis System)や安全パラメータ表示システム CSafetyParameter

Display System : SPDS)がそれである。前者は測定盈の組み合わせからプラン卜の状態を識

別するものであり. SPDSは安全上重要なパラ〆ーム群を整理し，各安全系がどのような状態に

あるかを運転員f<::知らせるシステムである。

と乙ろで，プラン卜の状態をある精度で推定するためには，まず第一1<::，どのようなパラメー

タを選べばそれが可能になるか，という点1<::留意する必要がある。これは実はそれほどたやすい

ことではない。例えば，一次系内の水のインベン卜リは加圧器水位で表現されると考えたら，も

はやその時点でTMI事故は防げなくなるのである。重要なパラメータをひとつでも落としたら.

その段階でプラン卜を誤認するようになり，むしろ事故を発生・拡大させるようなシステムにな

りかねないのである。逆に，だからといって，非常に多くの情報を盛り込んだのでは，プラント

の状態を理解することが極めて困難になるであろう。どのような事故シーケンスに対しでも，最

少限必要なパラメータを用いてプラント状態をある精度内で推定する。しかも.プラン卜に熟練

した速転員の判断以上の正確さで推定できるようなシステムの開発は，かなりの困難を伴うであ

ろう。それも，定常状態からのわずかなずれを表示するようなシステムは.これまでの多くの経

験から開発可能であろうが，どのようなシーケンスをたどるか判っていない SCD事故に対しで

もこのようなシステムを開発することは.一層困難であろう。

SCD事故時のプラン卜状態を識別するために必要なパラメータ・セットが定まったら，次に

はそれらのパラメータを測定する機器を開発し，設置することが必要になる。これらの測定器が

満たすべき要件は次の 2点である。

i ) SCDのあらゆる事故スベクトノレ1<::対し.それらの機器が測定可能なレンジを有する乙と。

jj) SCD事故時の厳しい環境下で，それらの機器が生き残る乙と。

このうち， i)のためには，まずSCD事故がどのようなスベクトルを取り得るのかについての

検討が必要であり，そのためには，どのような事故シーケンスをたどればプラン卜状態が最悪に

なるかを検討する必要がある。 ii)については， SCD時の悪環境として.

① 水素爆発・水蒸気爆発による衝撃

② 水素の燃焼熱

@ 格納容器スプレーによる苛性ソーダ等の散布

@ 高放射線レベル

⑤ 冷却材流出による高温・高湿'、

などが考えられる。実際， TMI事故の結果，水素爆発の結果黒こげになった計測用電線が報告

されている。このような惑条件下で機器が生き残るためには機器の構造や取り付け位置等に対し

ての考察が必要である。もちろん，計測器の位置については，プラン卜状態表示のためにどの位

置にあるべきかを考慮する必要がある。

ー 190-

JAERI-M82-039

, 7°

7

- 191 -

JAERI-M 82-039

以上のような手順を尽くす乙とによって.プラントの状態が正確に認識できれば，プラントが

以後たどろうとするシーケンスも予測でき，それに対する対応もとれるであろうo この場合，プ

ラント状態を安定iこするために運転員がとるべき対応と，それが不可能の場合lζ，周辺住民11:対

してとるべき対応の 2つについて，事前lζ検討しておく必要がある。

ー 191-

JAERI-M 82-039

1000 MWel&OBWR

tW ic ja

(1)

(2) FP©-f y ^ y b y-ItW(i. 1000 MWe. 1000

(7) 0 4.2 4' ,

(16)

(3) FP-f y < y h i) - I t

(4) FP©S«Sctti©l?ffi-ei®'>7yS^^Bggilc4-5Rrffittfc*5©T-Pu, Am, Cm K (5)

( 3.1.1 ^flO o

(6) ^^©fiSfflMlC^oTSfc/iJ-rS F P ^ a © S S ( i ^ 4 ^©El 4. 2 ©

(8) Mffi it(i8 (9) SB*4li&0Sffiai28OOiCEt±IC#o;U##|C{i, FP©Sctt)iSg(ill4. 2 © 2800 C © FP

(10)

(11)

(12)

T17D

(13) im^tHcoa^moit^miti^ cDm&tcsKDm&z^f&i, io^wmsi.i

(14) • ^ / i l

(19

- 1 9 2 -

JAERI -M 82-039

付録8 SCD事故における FP放出の試算

1 )計算の前提と仮定

1000 MWe級の BWRを例にとり，現在までの知見を基に単純化された大破断 LOCA時のシナ

リオ下でのFPの放出量発計算し， FP放出挙動の理解を助ける。原子炉から環境への FP放出

過程を図B.lのFP放出フローチャート lζ従って考慮し，大破断 LOCA時の FPの原子炉内の放

射能分布を計算により求める。

計算の前鑓および仮定は以下の通りである。

(1) SCD事故の類型としては大破断 LOCA，ECCS系不作動を考える。30)牢

(2) FPのインベントリー計算は， JOOO MWe， 1000日間運転の原子炉を対象にDCHA1N-2

コードにより求めた。

(3) FPインベントリー計算において，原子炉がスクラムしてから短時間の聞に FP核種の放

射能(キュリー数).は大きく減衰するので，乙の計算では原子炉停止後 105秒(約 l日)経過し

た時点の放射能の値に統一する。

(4) FPの環境放出の評価で超ウラン元素が問題になる可能性もあるのでPu，Arn， Crn核種

についても考慮した。

(5) 燃料の温度は，第 3章のMARCHの計算により得た大破断LOCA時の燃料温度履歴に従う

ものとする(3. 1.1参照)。

(6) 燃料の温度履歴Ir:従って放出する FP核種の速度は第4章の図 4.2のFP放出速度分率lζ

従うものとする。

(7) 図 4.2中 8種類lζ分害IJされた核種のうち，放出挙動が不明のものは周期律表から同族ま

たは近いと考えられる核種のデータで代用する。

(8) 彼鑓管は 800'cで破損し，希ガスは全てこの時点から放出すると仮定する。

(9) 燃料融体の温度が 2800'c以上になった場合には， FPの放出速度は図 4.2の2800'CのFP

放出速度分率の値であるとする。

(10) FP放出に関して，燃料棒の形状変化，燃料融休の表面積の変化等は計算の中では考慮し

t，H 、。(IJ) 水蒸気爆発による燃料破砕時の FP歓出は考えない。

(J2) 燃料から放出する FPのうち，希ガス.ヨウ素，セシウムを除いてその他の FP核種は全

てエアロソソレとして l次系内に沈着するものと仮定した。

(I3) 1次系内のヨウ索の化学形は 12の場合と Cs1の場合を考慮し.その挙動は表4.1の値 Ir:

従うものと仮定する。

(14) 炉心融体による圧力容器の貫通時聞はMARCHのiL-算結果lζ従うものとする(第3章参照)。

(1@圧力容器を貫通した融体は，コンクリートペデスタルを侵食し.その温度履歴は第3章で

述べた通りとする。

(J6) 融体ーコンクリート相E作用時の融体からの FP放出挙動も図4.2の値iζ従うものとする。

本引用文献の番号は第41誌の参照文献の番号である。

-192-

JAERI-M 82-039

(17) g4#©iMblc<£SFP;&feaU0xidation release ) !i (18 &fftgg§ft(c$!±i£ttfc3^©^mi2 £CsI

K 2 4 ) *

(19) x 7' U -f #*f t i f r©i#£© a T> H (12) © g t&fiMmM h COSMO 3 - K ic j ;

(20) i^Cltia^TMtSa^? U

121) FPi7o- /*i3yj iJ -H7n •/^(iStcUft LT J—© x r •

©ifi^tSo

(22) f S l f t § f § r t © F P ^ # t r a > ? U - h i T

(23) BWRteftigggC-y-T-U";' ->3 7 f t y^'rt© y*-w7i(.K&6 FP OH

(24) 7j<^m*iF

2) lt

^ B . 1 (CDCHAIN-2 KXiQiklsbti lOOOMWe, 1000 0 8 8 . 1 ^ 0 FP O 4 v<y b

S B . H i , lwt C^ttJ^J) icfctf* FPCJl^gfe, B t t f e ^ O ' l O 5 ^ , 106fe

, Te,

B.2

B. 3

—^, 114.5

^ 4 ^ 4.2.5 fip-zrl^B^ L/C <=t •? fCjgl 4. 6 CD fe^^g|F*3 ® FP t / ^©4f ig<ta^O '" f

3)

- 193 -

JAERI-M 82-039

(Jη 融体の酸化による FP放出 COxidationrelease)は計算上考慮しない。

(18格納容器内iζ放出されたヨウ素の化舟形は 12とCs1の場合を考え，それぞれの場合につ

いて格納容器スプレイによる除去を考える。スプレイによるヨウ素の除去計算は COSMOコー

ド24)本を利用した。

(19) スプレイが不作動の場合のヨウ素 CI2 )の自然沈着現象もCOSMOコードにより求める。

ロq 融体の侵食によって発生するコンクリー卜エアロソツレの放出挙動も第 3章lζ述べた通りであ

あると仮定する。

ロ1) FPエアロゾJレとコンクリー卜エアロゾルは互に凝集して均一のエアロゾノレを形成するも

のと仮定する。

!?2) 格納容器内の FPを含むコンクリートエアロソツレの濃度は図 4.4の沈降による半減期で減

衰するものとする。

間) BWR格納容器のサプレッションチャンパ内のプール水による FPの除去は考慮しなL、。

凶)水蒸気が FPを核として生長し，沈降する現象は考慮しなL、。

以上の前提および仮定にもとずいてプログラムを行い. FP挙動の計算を実施した。

2 )計算の結果

表B.11;:: DCHA1N-21;::より求めた 1000MWe. 1000日照射後の FPのインベントリーの値

を示す。表B.1は. 1 wt C熱出力)における FP の原子数，重量および 10 5 秒 • 106秒後の放

射能の値である。表中，揮発性核種である Kr.IおよびCsの放射能の値(キュリー数)は，か

なり大きい乙とに注目されたい。

大破断LOCAにより燃料棒の温度が上昇すると被覆管が破れ，まず希ガス，ヨウ素.次いでセ

シウムが燃料から放出する。燃料が溶融した時点では，セシウムは全量. Te. SbもほY全量が

燃料から放出するものと考えてよい。図 B.21ζ燃料から 1次系K放出された全 FPの分率を時

間1;::対して示す。図中，希ガス，ヨウ素，セシウムを除く揮発性の低い核種はζの計算において

は全て 1次系内1;::沈着するものとした。

ヨウ素が格納容器内1;::放出された場合，ヨウ素の化学形が 12か CsIの状態であるかで，格

納容器スプレイ Irよる除去効果は異なってくる。図B.31;::ヨウ素の大部分が 12として放出され

た場合のスプレイによる減衰速度を示す。一方，図 4.51;::はスプレイによる CsIの除去挙動を

示した。両者の結果から，ヨウ素は Cs1の化学Jf3である方が 12のそれよりスプレイにより除去

され易い傾向をもっととがわかる。

先1;::述ベブこように，融体がコンクリー卜と反応すると. FPを含む大量のコンクリートエアロ

ソツレが格納容器の気相部に放出される乙とになる。格納容器内のエ7ロゾル濃度は. コンクリー

トの分解によるエアロゾル生成速度(第3章参照)と図 4.4に示すエアロゾノレ減衰の半減j切で抗

定される乙とになる。第4章 4.2.5節で靖明したように図 4.6の格納容器内の FPの挙動はエアロ

ソツレの生成と減衰のバランスから計算したものである。

3 )試算1;::対する結論

計算の前提および仮定に示した説明の繰り返しになるが，乙の試算は組いモデJレと近似iζ基い

ており. 1次系の FP挙動，および燃料溶融により炉心が大きな塊りになった後の FP放出挙動

など，今後1;::残された課題は多い。その点を断った上で言える結論は次のとおりであるa

一193-

JAERI-M 82-039

1200 COT)

(ill) C—gj-b^^A) ^-I^^TfficDFP (il^ica;S-tSfeffli#x.t>n5 [ , IfiL

(iv)

(V) {&" F P ^ a r f e x T D ^> 3 9 1 , -te i"5 AH©fffgtt FP

-f c

- 194-

JAERI -M 82-039

li) 事故が DBAの範囲(燃料温度が 1200'C以下)におさまった場合11:は，希ガスと一部のヨ

ウ素が格納容器内IL放出される。

[jj)格納容器スプレイが働けばヨウ素はもちろん希ガスを除く FPについて高い除去効果が期

待できる。従ってスプレイが作動する場合11:は，希ガスおよび非溶解性の気体が問題になる。

例えば有機ヨウ素のような化合物の生成が相対的に重要になる。

@)燃料の溶融が始まれば，ベレットからの FP放出が極めて大となるが，希ガス，ヨウ素

〔一部セシウム)を除いて他の FPはl次系に沈着するものと考えられる。但し次系内の

FP沈着に関する研究は乏しく，現在のと乙ろ計算手段が全くない状態である。乙の分野の研

究が望まれる。

liv) スプレイ系その他の工学的安全設備あるいは放射性物質の除去系が働かない場合には，自

然除去過程にどれだけ期待できるかが問題となる。乙の試算では，エアロゾルの凝集および沈

降現象がかなり大きな除去効果を持っている乙とを示した。

!V) SCD事故の特徴として燃料は比較的長時間IL渡り高温状態11:保たれているので.揮発性の

低い FP核種でもエア口、ノ‘ノレ状で長時間にわたり放出され続ける。乙れに対し希ガスはもちろ

ん，ヨウ索.セシウム等の揮発性 FPは早期11:放出され尽してしまい，数時間のオーダーにわ

たる事故過程では希ガスを除いてヨウ索，セシウムはいくつかの自然除去効果が期待できる。

DBAで考慮している希ガスとヨウ索IL加えて. SCD事故では多くの核種を評価11:いれる必要

がでてくる。特に揮発性の低いエアロソツレ状核種の放出は SCD事故のリスク評価IC欠かす乙

とができなL、。

ー194-

JAERI-M 82-039

Fission product inventories in a LWR-fuel at 1 Wt during

1000 days irradiation and accumulation of actinide elements

PCHAIN RESULT (1000 jjAY J W ) ELM. CR MN FE CO ,MI cu ZN GA GE AS SE BR KR R9 SR Y ZR MB MO TC RU RH PD AG CD IN SN SB TE I XE CS EA • \

C£ PR \'D

°" SM iEU OD TB DV HO ER TM YB

Pu Am Cm

Al 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0.

c. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 6.. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0.

.0

.0

.0 ,0 .4890E+11 .3576E+11 .8791E+11 ,1974E+12 •1O91E+15 .3048E+14 1427E+17 5633E+16 1026E+18 9671E+17 2 5 54E+18 13392+18 8404E+18 8739E+16 6312E+18 1486E+17 4381E+18 3124E+16 a2S8E+18 2241E+15 3776E+16 3299E+13 4060E+16 7728E+15 4981E+17 1177E+17 6486E+18 3125E+18 3173E+18 •}..'.Z?-- + T.3 4145H+18-1238E+18 5202E+18 :->/>47E + 16 3379E+17 4121E+16 4627E+17 1723E+14 6279E+14 3655E+11 27/.4E + 11 9016E+09 6064E+08

GRAM CI 0.0 0.0 0.0 0.0 0.5573E-11 0.415SE-11 0.1017E-10 0.2325E-10 0.1371E-07 0.3795E-08 0.1921E-05 0.7574E-06 0.1448E-04 0.1387E-04 0.3781E-04 0.1982E-04 0.1302E-03 0.1378E-05 0.1024E-03 0.2442E-05 0.7385E-04 0.5341E-06 0.2184E-04 0.4067E-07 0.6984E-06 0.6280E-09 0.8242E-06 0.1597E-06 0.1071E-04 0.2521E-05 6.1443E-03 0.7C'3E-04 0.7d-3E-04 0.3237E-04 0.9721E-04 0.2899E-04 0.1253E-03 0.8451E-06 0.8358E-05 0.1O54E-05 0.1202E-04 0.4563E-08 0.1668E-07 C.1001E-10 0.7-583E-11 0.2531E-12 0.1726E-13 •

0.9643E-04 0.1461E-05 0.3766E-06

<ao**5) ci 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

q. 0. 0. 0.

.0

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.0

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.0

.0

.0

.4659E-04

.0

.0 -5249E-03 •3884E-04 .4971E-01 .6663E-01 .6903E-01 -8525E-01 •3787E-01 •3579E-01 .3640E-01 .3983E-01 .5799E-03 .7959E-03 .6380E-04 .5682E-04 .2301E-03 -1309E-02 .3311E-01 .7721E-01 .7503E-01 .7183E-01 .6081E-01 .6322E-01 .1172E+00 .9309E-01 .2313E-01 .2807E-01 .1423E-01 .1099E-01 .1141E-04 .2989E-04 .0 .0 .0 .0 .0

.3052E-04 ,2338E-05 .3896E-03

(10**6) 0 0 0 0 0 0 0 0 0 .0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

.0

.0

.0

.0

.0

.0

.0

.0

.0

.5565E-06

.0

.0 •3588E-03 •1231E-30 -3764E-01 .4760E-01 .4749E-01 .5375E-01 .2744E-02 •2606E-02 .3058E-01 .3036E-01 .8788E-08 .1142E-03 .1181E-04 .2226E-05 .1189E-03 .3810E-03 .5301E-02 .1211E-01 -1656E-01 .4763E-01 .3589E-01 .3204E-01 .7857E-01 .6766E-01 .1204E-01 .1105E-01 .3478E-03 .5487E-02 .1026E-08 .2705E-04 .0 .0 .0 .0 .0

- 1 9 5 -

JAERI-M 82-039

Fission product inventories in a LWR・fuelat 1 Wt during

1000 days irradiation and accumulation of actinide elements

表B1 1000日照射した軽水炉燃料のFPのインベントリー(IWあたり)

D CHAIN RESUL] C10QQ DAY ." 1 ¥;1) “ 一一一一一ーE ~M. AT. GRAM CI (10家本 5) C1 <10家宅6)CR 0.0 0.0 0.0 0.0 MN 0.0 0.0 0.0 0.0 FF 0.0 0.0 0.0 0.0 CO 0.0 0.0 0.0 0.0 NI 0.4890E+11 0.5573E-ll 0.0 0包 oCU 0.3576E+l1 0.415SE-ll 0.0 O~O ZN 0.8791E+ll 0.1017E-l0 0.0 0.0 GA 0.1974E+12 0.2325E-l0 0.0 0.0 GE 0.1091E+15 0.1371E-07 0.0 ~.O AS 0.3048E+14 0.3795E-08 0.4659E-04 .0.5565E-06 SE 0.1427E+17 0.1921E-05 0.0 0.0 BR O.5633E+16 0.7574E-06 0.0 0.0 KR 0.1026E+18 0.1448E-04 0.5249E-03 0.3588E-03 R9 0.9671E+17 0.1387E-04 0.3884E-04 0.1231E-30 SR O.2554E+18 O.3781E-04 0.4971E-Ol 0.3764E-Ol Y C.1339E+18 O.1982E-04 O.6663E-Ol O.4760E-Ol ZR 0.8404E+18 0.1302E-03 0.6903E-Ol O.4749E-Ol ~B O.8739E+16 0.1378E-05 0.8525E-Ol 0.5375E-Ol MO O.6312E+18 0.1024E-03 0.3787E-01 0.2744E-02 TC 0.1486E+17 0.2442E-OS 0.3579E-01 0.2606E-02 RU 0.4381E+18 0.7385E-04 0.3640E-Ol O.3058E-Ol R~ 0.3124E+16 0.5341E-06 0.3983E-01 0.3036E-Ol PD 0.1258E+18 0.2184E-04 0.S799E-03 0.8788E-08 AG O.2241E+1S 0.4067E-07 0.79S9E-03 0.1142E-03 CD 0.3776E+l時 0.6984E-06 0.6380E-04 O.1181E-04 IN 0.3299E+13 0.6280E-09 0.S682E-04 O.2226E-OS SN O.4060E+16 0.8242E-06 0.2301E-υ3 0.1189E-03 SB 0.7728E+1S O.1597E-06 O.1309E-02 0.3810E-03 TE 0.4981E+17 0.1071E-04 0.3311E-Ol 0.S301E-02 1 0~1177E+17 0.2521E-05 0.7721E-Ol 0.1211E-Ol XE O.64B6E+18 O.1443E-03 O.7503E-Ol O.16S6E-Ol C古 O.3125E+18 O.7C'3E-04 0.7183E-Ol O.4763E-Ol sA O.3173E+18 O.7~_HE-04 0.6081E-Ol O.3589E-Ol L A O .t 人~~ :: -;ム 13 a.3237~-04 0.6322[-01 O.3204E-Ol CE ~\.4~.ι5::+18' O.?721E-0 ιO.1172E+OO O.7857E-Ol PR O.~238E.18 O.2899E-04 0.9309E-Ol 0.6766E-Ol 河D O.5202~+18 O.1253E-03 0.2313E-Ol O.1204E-Ol ort つ..>ιι7E+16 O.8451E-06 0.2807E-Ol O.1105E-Ol SM 0.3379E+17 0.8338E-05 0.1423E-Ol 0.3478E-03 EU 0.4121E+16 0.1054E-05 0.1099E-Ol 0.5487E-02 GD O.ι627E+17 0.1202E-04 0.1141E-04 O.1026E-08 Ts 0.1723E+14 O.4563E-08 0.2989E-04 0.2705E-04 DY 0.6279E+14 O.1668E-07 0.0 0.0 HO 0.3655E+11 C.l001E町 10 0.0 0.0 ER 0.2円 l.4E+11 0.7・583~-11 0.0 0.0 TM 0.9016E+09 0.2531E-12 0.0 0.0 Y B O.6064E+08 O.1726E-13' 0.0 0.0

umm

DZAAFL

O.!l643E-04 0.1461E・050.3766E-06

0.30S2E・040.2338E・OS0.3896E・03

-195 -

JAERI-M 82-039

FP Sttti? a —? * - V

1

FP i=iv^iJ-hxTa

xTovOKDtt»36ii

Flow chart of PP release

- 196 -

J AERI -M 82-039

FP放出フローチャート

Flow chart of FP release

図B.l FP紙出のフローチャート(大破断LOCA)

-196 -

JAE

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82-039

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目。畠

+X++ま

FISSI伽!PRODUCl IflE向S!FROH FUEL 1M A CORE HEll ACCIDENl

1 0.1 3.0

Jodine c.oncentration in gas and liquid phases in 8WR containment vesse] (1100 ~耐.)

during the containlllent spray under the large break LOCA; iodine release frac.tion

h 12 -0.8. CII31=0.1 and C51=0.1

2 .~

Ti..e (hrs)

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0.0 4.日'・6 2.4

11餌e(sec) x 101

Fraction of FP release fro岡 thefuel in a core

lfte1 t accident

4.0 3.2 0.8

絡納容器スプレイによるBWR格納容器内のヨウ素の除去過程図B.3

炉心溶融事故における燃料からのFP放出分布図B.2

JAERI-M 82-039

- (Event Tree)

>7 (Water Fogging:) -ok LT,

(Burning!*)

I 7 D - / A (Aerosol)

(Liquified Fuel) SCD (cBflig LT HPf L < mtitiff L fcfflire* t), -^ i tSS 1 ! i Hft: UO2 «S*4ffl AUK IS (c «t

^ (Oxygen- stabilized « - Zircaloy) *i

1.950TC*»b

(Stress Corrosion Cracking)

(Probabilistic Risk Assessment)

design basis accident) iWifetZ CkK£ <0,

- 198-

JAERI-M 82-039

用陪解説

インベントツリー(Event T ree )

系統や施設等IL生じた異常な事象の経過が，その時の系統，施設等の状況によってどのように

変化するかを体系的11:同定するために作られる樹枝線図。通常は，関連設備の動作の成功/失敗

によって分岐する論理線図である ζとが多い。確率論的リスク評価を行う上で，重要な手法の l

つである。

ウォーターフォギング (WaterFogging)

水素爆発緩和法の 1っとして，格納容器内の水素濃度が爆発限界にな乙前11:強制的に燃やす強

制若火法 CBurning法)が模索されている。乙の強制着火法では.それlピより生ずる熱的影響を

軽減するため，あらかじめ 10-50μmの水摘を霧状11:浮遊させておき，その蒸発熱で除熱する

方法が考えられている。

エアロゾル CAero目。I)

物質の蒸発一凝間，燃焼，等のいろいろな反応によってできる微粒子の煙霧体であり，その粒

径は 10μm以下がほとんどである。 SCDでは，融体とコンクリートとの反応でできるエアロゾル

の挙動が事故の挙動に大きな影響を与える。

液化燃料 (Liquified Fuel)

SCDI1:関連して新しく使われだした用語であり，溶融被覆管と固体 U02燃料の共晶反応によ

って生じる溶融した燃料を意味する。乙の反応の共晶点は約1.850'cであるが，一般に反応が顕著

になるのは安定化aージルカロイ(Oxygen-stabiIized αーZircaloy)が完全に溶融する約

1.950 'cからである。液体ジルカロイ中11:解離できる U02量比は温度の関数であり，温度が高い

程溶融する U02比は多くなる。

応力腐食破損 (Streoo Corrooion Cracki ng)

腐食環境と応力の両者が作用して起る材料の破損をいい，原子炉材料ではステンレス鋼とジノレ

カロイ 11:乙の現象が見られる。本報告では，ジノレカロイ被覆管が FP雰囲気〔ヨウ素が主である

と考えるのが定説である)下でベレットの熱膨張による応力により破損する現象を指している。

砲事輸的リスク評価(Probabiliotic 臨時 Assessment )

事象の結果とその発生確率の関数として「リスク」を定義し，発生する可能性のある様々な事

象について各々のリスクへの寄ぞを推定して，安全性を評価しようとする手法。これと対比され

る概念として，代表事象を選定してそれに対する結果を推定する乙とにより安全性を評価する決

定論的手法があり.プラントの各種安全系の性能評価は.代表事象としての設計基準事故CDBA

d(!sign basis accident)を設定する乙とにより.決定論的手法を用いて行われている。確

窃論的手法の利点1;1;/1)プラントの安全性を総合的11:評価できること， (2)全体としての安全性の中

-19B-

JAERI-M 82-039

h'U>y (Candling) - v ? (candle

(liquified fuel ) <D&mz£r>X& t S fcffli?, S3* KfKfCfcy-SFagen b©

(Thermite)

.iV^-j K (Grarel Bed ) , F P o

(Corium)

3Fe3 O4+ 8A^-> 9Fe + 4A^2O3 + 795kcal

GUI (G- Value)

- 199 -

JAERI-M 82-039

で個々の事故シーケンスの相対的重要度を評価できる乙と，および(3)設計基準，品質保証.規制

での検討事項，安全評価方法や判断基準，立地基準ならびに安全性研究などの全般を遇しての首

尾一貫した安全性の論理を展開できる乙と，等である。しかし，機器の信頼度データが未だ十分

ではなく，また，人的過誤をどう組込むか等問題がある。

キャンドリング (Candling)

溶融した燃料棒の表面が変形し流れ落ちる現象をいう。外観上，丁度ローソク(candl巴)が溶

けて流れ落ちる状態Ir:似ていると乙ろから乙の名前が付けられた。本現象は通常液化燃料

(liquified fuel)の形成によって生じるもので，西独 KfKにおけるI-Tagenらの実験によって

見出されたもので. TMI事故においても燃料棒のうちある部分において，キャンドリングが発

生したと考えられている。

グラベルベッド (Gravel Bed)

改良型格納容器Ir:設置を考えている，砂利を充填した床で，乙の部分で水蒸気の凝縮， FPの

除去，水素処理を行う。水素処理においては，水蒸気が除去されるので強制着火が容易になり，

乙のとき生ずる熱及び圧力も砂利で吸収又は軽減される。

コリウム (Corium)

SCD時 IC.生ずる融体を模擬した組成の合金(酸化物〉で• UOzージノレカロイー鋼材等の混合物

を言う。圧力容器内の場合および圧力容器貫通後の場合の組成を模擬した数種の組成がある。

サーマイト (TI祖rmite)

金属酸化物粉とより活性な金属粉との混合体で，金属粉が酸化する際の発熱を利用して溶融金

属を作るためのものである。例えば，酸化鉄とアルミニウム粉未の混合物Ir:着火し，下記の反応

により溶融鉄を作るものがその代表的な例である。

3Fe3 o. + 8 A.t→ 9 Fe + 4 A.t2 03 + 795 k cal

G値 (G-Value )

放射線によってひき起される化学計変化の結ポ，どれだけの物質が分解したか.あるいはどれ

だけの物質が生成したかを量的に表わすために用いられる値で.反応系K吸収される放射線のエ

ネルギー JOOeV当り反応または生成する分子数で定義される。本報告では，水または水蒸気Ir:

JOOeVの放射線が吸収されたときに生ずる水素の分子数Ir:対して用いている。

自然除去メカニズム

原子炉の安全系作動の有無にかかわりなく，物質問有の性質や環境で，有害な物質が自然に除

去されたり，状態が安全な方向Ir:向う現象を言う。格納容器の熱容自によって容器内気体の温度

が低下したり，放射性物質の付着，沈着，あるいはエアロゾルの凝集，沈降K伴って FPが除去

される等の現象を指す。

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sHSit-So iiSnSfcmicii, S#©UO2 +£FP/!«lfclT<SK (diffusion release) i . UO2 ©gfifeic#-?^fiti!iittil (melted release)

(Debris

K( rubble bed, 7

• (Detonation )

m/sec it tU,

(Deflagration )

tJ4m/sec

(Burst Release)

C89tlJ) ie2*Jt$nsS&"e, »*4feS«^5SS-t-Si§, ^ t i t -p ic . ^ u 7 h i

(Foaming )

(foam)

-20c -

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追加放出

破裂放出(後出)IC:対比される用語で，燃料被覆管の破裂に伴う FP放出が起った後lC:， FP

が放出される現象を言う。追加放出Ic:は，固体の U02中をFPが拡散してくる拡散放出

C diffusion release)と. U02の溶融lC:伴う溶融放出 Cmelted release) などがある。

デプリ CDebrIs .堆積物)

燃料棒が壊れ，落下して生じた堆積物を言う。デプリの範囲は，脆化破損によって生じる大き

な破砕片の地積物から，水蒸気爆発によって生じる小さな微粒子片の地積物，更には液体となっ

て落下したもの(溶融デプリ)などが含まれる。またラプルベッド Crubble bed. ラプルとは割

り石の意〉と言う言葉を用いる乙ともあるが.意味は同じである。

蟻.CDetonation)

一般的に急速に進行する化学反応によって，反応に関与する物質が急激にかっ極めて著しくそ

の体績を増大し，その結果爆音を発し，そして破域作用を及ぼす現象を云う。

爆轟現象では，火炎が衝撃波面となって伝わり衝撃波面の断熱圧縮により混合気がその発火温

度まで加熱され，さらに爆発的な燃焼をする。水素の場合，水素と酸素とを当量混ぜた混合気体

の衝撃波の伝播速度は約 2800m/secとなり，乙れは音速の約8倍に相当する。

水素混合気で爆輔が生ず.ると，格納容器へは熱的及び静的圧力上昇IC加えて衝撃圧力をもたら

すので，爆轟は格納容器IC:損傷をもたらす可能性をはらんでいる。

燭燃(Deflagration)強い光と熱を発して急激に燃焼する乙とで，一般に燃焼熱の大きなものを酸素の豊富なと乙ろ

で燃す際に起る。乙の燃焼ではそれによって生ず、る火炎の伝播速度が熱伝導によって制御され，

水素ー空気の混合気体(常温，大気圧〉の伝播速度は約4m/sec になる。

格納容器内において水素の爆燃が起ると，格納容器に熱的な影響とその熱による準静的な圧力

上昇をもたらすo

ヘ破裂放出⑩urot Relea8e)

追加放出(前出)lc:対比される言葉で，燃料被雛管が破裂するとき，それまでに，ベレッ卜と

被覆管の隙間及びプレナム部IC:蓄積されていた FPが放出される現象を言う。

フォーミング (Foaming)

燃料ベレット中の FPガスの急激な膨張をいう。本現象は燃料ベレッ卜が熔融した時lC:生じる

もので，急激な FPの放出iζ関係している。膨綴したペレットの断聞に多数の空洞が認められ，

それが丁度あわ(foam)立ったように見えると乙ろからとの名前がつけられた。ベレットの膨

調鼠は FP録，即ち燃焼皮.加熱速度，到達最高混皮によるが反応度事故 CRIA)のような急速

な加熱では，条件によっては 100%以上の膨狽鼠となるので場合によっては冷却材の流路閉塞の

可能性がある。米国 PBFにおけるRIA実験で認められ，最近注目されてきた現象である。

-2(1(' -

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- (F«ult Tree)

Gi3msi$ffl©&:i@, i'

(unavailability)

'S V hS^ t tSa t (Vented- Filtrartion Containment)

19, i

- 2 0 1 -

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フォー)1.ト・ツリー (F且ult Tree)

故障樹系図とも呼ぶ。機器あるいはシステムが正常に機能しないという事象の発生原因を系統

的11::分析するために用いる樹枝線図。全体としての機能喪失という事象を頂点とし.その原因と

なる事象(通常は部品の故障.システムを構成するサブシステムの機能喪失等)の枝に分岐Sせ，

さらにその事象の原因という順番で枝を拡大させてb、く。乙の手法によりシステムの弱点を定性

的11::分析することができるo また，部品あるいはサブシステムの故障率が既知であればそれを基

礎11::全体としての機能喪失の確率 (unavailability)を定母的11::求める ζ とができる(確率論

的リスク評価)。

ベント型格納容器 (VentlP.d-FiItrartion Containment)

ベント型格納容器とは，炉心溶融事故などで格納容器内部の圧力が使用圧力以上になる場合で

も対処できるよう格納容器11::通気孔をつくり，設定圧力を越えた場合格納容器内部の気体を通気

孔から積極的11::外部11::ベントし，大量の放射性物質を耐熱，耐放射線のフィルタで処恕する方式

である。現在，米国およびスエーデンで DBAを越える事故に対処し得る有望な改良型格納容器

として研究を開始している。

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