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０４－敦３・４増Ａ－１５－１（別添）
敦賀発電所３号及び４号炉
事故の解析について
（別添）
先行 4 ループプラントとの比較
平成 21 年 6 月
原子力発電安全審査課
目
1.
解析結果の比較
…………………………………………………………
図
第 1 表
次
1
表
事故の解析結果に影響する先行 4 ループプラントとの
主な相違点等 ……………………………………………………
2
第 2 表
事故の解析結果の先行 4 ループプラントとの比較
…………
4
第 3 表
初期ＤＮＢＲ評価のためのパラメータの比較
………………
9
第 1 図
過大温度ΔＴ高及び過大出力ΔＴ高による保護限界図
（代表例） …………………………………………………………
10
第 2 図
炉内構造物及び原子炉容器の比較
11
第 3 図
中性子反射体と炉心バッフルの構造比較
第 4 図
……………………………
……………………
12
非常用炉心冷却設備の系統構成
………………………………
13
第 5 図
蒸気発生器の主要な設計変更点
………………………………
14
第 6 図
化学体積制御設備のほう酸注入系
……………
15
第 7 図 「主蒸気管破断」の解析に使用しているドップラ出力欠損 …
16
第 8 図
17
改良型主蒸気隔離弁の設計改良内容
系統概要図
…………………………
1. 解析結果の比較
敦賀発電所３号及び４号炉の事故の解析結果(被ばく評価を除く。)について、先
行 4 ループプラント（55GWd／t 燃料）との比較結果をまとめている。
事故の解析結果に影響を与える敦賀発電所３号及び４号炉と先行 4 ループプラ
ントの設計上の主な相違点を第 1 表に示す。また、解析結果の比較を第 2 表に示す。
1
第1表
項
事故の解析結果に影響する先行 4 ループプラントとの主な相違点等（1／2）
目
制御棒挿入時間
（全ストロークの 85％挿入までの時間）
「過大温度ΔＴ高」
原子炉トリップ保護限界
１次冷却材保有量（定格出力時）
初期ＤＮＢＲ
敦賀発電所３号炉
先行 4 ループプラント
2.5 秒
2.2 秒
備
考
敦賀発電所３号炉の炉心の大型化等
による挿入時間の増加
ＤＮＢ防止と高温側配管沸騰 ＤＮＢ防止と高温側配管沸
敦賀発電所３号炉は保護限界の設定
防止を各々独立に保護する保 騰防止を包絡する 1 本の保
方法を変更して運転範囲を拡大
護限界を設定 （第 1 図(a)） 護限界を設定 （第 1 図(b)）
約 452m３
（第 2 図(a)）
約 351m３
（第 2 図(b)）
2.09
2.16
（第 3 表）
（第 3 表）
敦賀発電所３号炉では原子炉熱出力
の増加に伴い１次冷却材保有量が増
加（約 1.3 倍）
敦賀発電所３号炉の方が小さめにな
っている
2
「原子炉冷却材喪失」における
原子炉容器（下部プレナム体積）
炉内構造物（反射体領域）
長期間の崩壊熱除去に関する設備構成
下部プレナム体積増加
（第 2 図(a)）
中性子反射体
（第 3 図(a)）
高圧注入系及び原子炉格納容
器スプレイ設備により維持
（第 4 図(a)）
「主給水管破断」における
蒸気発生器保有水量
原子炉圧力と原子炉冷却材圧力
バウンダリにかかる圧力の差
－
バッフル・フォーマ構造
（第 3 図(b)）
再循環モードにより維持
（第 4 図(b)）
蒸気発生器保有水量増加
（第 5 図(a)）
－
約 0.53MPa
約 0.6MPa
敦賀発電所３号炉では原子炉容器大
型化に伴い下部プレナム体積が増加
（約 1.5 倍）
敦賀発電所３号炉は大破断ＬＯＣＡ
再冠水過程で中性子反射体を独立に
模擬し、発生蒸気等による炉心冷却
性への影響を考慮
敦賀発電所３号炉は再循環切換操作
が不要
敦賀発電所３号炉では原子炉熱出力
の増加に伴い蒸気発生器が大型化し
保有水量が増加
（敦賀：約 62t、先行 4 ﾙｰﾌﾟ：約 50t）
１次冷却系の設計の相違により敦賀
発電所３号炉の方が原子炉圧力とバ
ウンダリ圧力との間の水頭差及び圧
力損失の合計が小さめ
第1表
項
事故の解析結果に影響する先行 4 ループプラントとの主な相違点等（2／2）
目
「主蒸気管破断」における
化学体積制御設備のほう酸注入系
ドップラ出力欠損
「制御棒飛び出し」における
制御棒クラスタ本数
敦賀発電所３号炉
先行 4 ループプラント
蒸気発生器伝熱管内径
主蒸気隔離の取扱い
「原子炉冷却材喪失」（原子炉格納容器健
全性評価）及び「可燃性ガスの発生」にお
ける
原子炉格納容器自由体積
考
敦賀発電所３号炉では「主蒸気管破
断」等の過冷却事象発生時に速やか
な未臨界達成に寄与するべくほう酸
注入系を設置
敦賀発電所３号炉では炉心大型化に
伴い制御棒固着位置が炉心周辺部と
なり出力分布の歪みが大きくなるこ
とで、ドップラ効果による反応度帰
還量が大きくなる
敦賀発電所３号炉の方が制御棒クラ
スタ 1 本の飛び出しによる反応度添
加量及び制御棒飛び出し直後の熱
水路係数 が全体的には小さくなる傾
向にある
ほう酸注入系設置
（第 6 図）
－
第 7 図(a)
第 7 図(b)
69 本
53 本
約 17mm
約 20mm
敦賀発電所３号炉では破断面積（内
径）減少により２次冷却系への漏え
い量を抑制する方向に影響する
改良型主蒸気隔離弁
第 8 図(a)
従来型主蒸気隔離弁
第 8 図(b)
敦賀発電所３号炉は主蒸気隔離時の
安全解析上の増締め考慮がなく早期
に隔離が完了する扱い
73,700m３ （設計値）
敦賀発電所３号炉は原子炉熱出力比
及び１次冷却材体積比（約 1.3 倍）
に対して原子炉格納容器サイズの拡
大を抑制している
3
「蒸気発生器伝熱管破損」における
備
79,500m３ （設計値）
第2表
事
象
原子炉冷却材喪失
（大破断）
項
事故の解析結果の先行 4 ループプラントとの比較（1／5）
目
敦賀発電所３号炉
先行 4 ループプラント
炉心冷却能力
燃料被覆管最高温度
℃
約 973
約 984
局所的最大ジルコニウム
－水反応量 ％
約 3.0
約 0.4
全炉心平均ジルコニウム
－水反応量 ％
0.3 以下
長期間の崩壊熱除去
高圧注入系及び原子炉格納
容器スプレイ設備により維持
4
原子炉冷却材喪失
（小破断－液相部破断）
主な相違理由
同
敦賀発電所３号炉の中性子反射
体の採用、原子炉容器大型化に
伴う下部プレナム体積増加等に
よる事象過程での炉心冷却状況
の相違として、敦賀発電所３号
炉では再冠水ピーク、先行 4 ル
ーププラントではブローダウン
ピークとなったことによる
再冠水ピークとなった敦賀発電
所３号炉の方が再冠水期間にお
ける燃料被覆管温度が高めに推
移したことによる
左
再循環モードにより維持
設備構成の相違により敦賀発電
所３号炉は再循環切換操作なし
約 684
炉心冠水状態の相違として敦賀
発電所３号炉の方が炉心露出開
始が遅く水位回復も早いため
炉心冷却能力
燃料被覆管最高温度
℃
約 624
局所的最大ジルコニウム
－水反応量 ％
約 0.1
同
左
全炉心平均ジルコニウム
－水反応量 ％
0.1 以下
同
左
長期間の崩壊熱除去
高圧注入系及び原子炉格納
容器スプレイ設備により維持
再循環モードにより維持
設備構成の相違により敦賀発
電所３号炉は再循環切換操作
なし
第2表
事
象
原子炉冷却材喪失
（小破断－気相部破断）
項
事故の解析結果の先行 4 ループプラントとの比較（2／5）
目
敦賀発電所３号炉
℃
初期値以下
同
左
局所的最大ジルコニウム
－水反応量 ％
無視できる
同
左
全炉心平均ジルコニウム
－水反応量 ％
無視できる
同
左
長期間の崩壊熱除去
5
原子炉冷却材ポンプの
軸固着
主な相違理由
炉心冷却能力
燃料被覆管最高温度
原子炉冷却材流量の
喪失
先行 4 ループプラント
高圧注入系及び原子炉格納
容器スプレイ設備により維持
再循環モードにより維持
設備構成の相違により敦賀発電
所３号炉は再循環切換操作なし
炉心冷却能力
最小ＤＮＢＲ
約 1.65
約 1.74
原子炉圧力 MPa［gage］
上昇は約 0.8
上昇は約 0.7
最小ＤＮＢＲ
約 1.44
約 1.51
原子炉圧力 MPa［gage］
約 16.9
敦賀発電所３号炉の方が初期
ＤＮＢＲが小さい
敦賀発電所３号炉の方が制御棒
挿入時間が長い
炉心冷却能力
同
左
敦賀発電所３号炉の方が初期
ＤＮＢＲが小さい
第2表
事
象
主給水管破断
項
事故の解析結果の先行 4 ループプラントとの比較（3／5）
目
先行 4 ループプラント
主な相違理由
約 1.61
敦賀発電所３号炉の方が初期ＤＮＢＲ
が小さいことと蒸気発生器保有水量が
多いことにより原子炉トリップ時刻が
遅れ、ＤＮＢＲ低下幅が大きくなるこ
とによる
炉心冷却能力
最小ＤＮＢＲ
崩壊熱除去
原子炉圧力 MPa［gage］
主蒸気管破断
敦賀発電所３号炉
約 1.49
補助給水系が作動して、原子炉の崩壊熱及び他の残留熱を除
去することにより、炉心は十分に冷却できる。
約 17.8
約 17.8
原子炉冷却材圧力バウンダ
リにかかる圧力約 18.3
原子炉冷却材圧力バウンダ
リにかかる圧力約 18.4
敦賀発電所３号炉の方が原子炉圧力と
バウンダリ圧力との間の水頭差及び圧
力損失の合計が小さいことによる
炉心冷却能力
6
最小ＤＮＢＲ
約 1.46
1.55
未臨界達成
非常用炉心冷却設備及びほう
酸注入系のほう酸注入により
臨界未満を達成
非常用炉心冷却設備からのほ
う酸注入により臨界未満を達
成
原子炉圧力
過度に上昇しない
同
敦賀発電所３号炉の方が１次冷却材
保有量が大きく冷却率が低い。一方で
出力分布の歪みは大きいが、そのため
ドップラ出力欠損は大きくなってい
る。これらの相殺による
敦賀発電所３号炉は過冷却事象発生
時に速やかな未臨界達成に寄与する
べくほう酸注入系を設置している
左
臨界継続中の事象進展
最小ＤＮＢＲ
約 1.46
1.55
燃料中心温度
定格出力に対する
最大熱流束は約 12％
定格出力に対する
最大熱流束は約 20％
原子炉圧力
過度に上昇しない
同
左
その他
臨界継続中に他の異常事象が
重畳する可能性は十分小さい
同
左
敦賀発電所３号炉の方が１次冷却材
体積が大きく冷却率が低い。一方で出
力分布の歪みは大きいが、そのためド
ップラ出力欠損は大きくなっている。
これらの相殺による
第2表
事
象
制御棒飛び出し
項
事故の解析結果の先行 4 ループプラントとの比較（4／5）
目
敦賀発電所３号炉
サイクル末期高温零出力：
原子炉圧力 MPa［gage］
約 16.1
先行 4 ループプラント
サイクル末期高温零出力：
約 16.0
（敦賀発電所３号炉と
同ケースの値を記載）
（高温全出力）
敦賀発電所３号炉の方が反応度添加量が小
(ＤＮＢ破損本数割合 ％)
サイクル初期：約 6
サイクル末期：約 11
サイクル初期：約 9
サイクル末期：約 3
燃料エンタルピの最大値
サイクル初期：約 202
サイクル初期：約 282
サイクル末期：約 358
サイクル初期：
サイクル初期：0
サイクル初期：0
サイクル末期：約 4
サイクル末期：約 11
制御棒飛び出し直後の熱水路係数が小さい
サイクル末期：
敦賀発電所３号炉の方が反応度添加量が小
さい
kJ／kg･ＵＯ ２
7
ＰＣＭＩ破損及び浸水燃
料の破裂によって発生す
る衝撃圧力の持つ機械的
エネルギ kJ
その他
(ＰＣＭＩ破損本数割合％)
蒸気発生器伝熱管
破損
ほぼ同等
サイクル初期：
その他
（高温零出力）
主な相違理由
サイクル末期：約 331
原子炉容器の吸収可能な
歪エネルギ：1.5×10
サイクル初期：0
サイクル末期：0
４
原子炉容器の吸収可能な
歪エネルギ：9.4×10３
同
さい
サイクル末期：
敦賀発電所３号炉の方が反応度添加量及び
制御棒飛び出し直後の熱水路係数が大きい
敦賀発電所３号炉の方が反応度添加量及び
左
新たな燃料棒の破損
最小ＤＮＢＲ
参
約 1.60
約 1.72
約 67
約 70
約 25
約 26
敦賀発電所３号炉の方が初期ＤＮＢＲが小さ
いことと「過大温度 ΔＴ高」原子炉トリップ保
護限界の相違により原子炉トリップ時刻が遅
いことによる
考
１次冷却材の２次
冷却系への流出量
大気中へ放出される
蒸気量 t
t
敦賀発電所３号炉の方が蒸気発生器伝熱管の
破断面積（内径）が小さいことにより２次冷却
系への流出量が抑制される。また、改良型主蒸
気隔離弁の採用により早期に隔離が完了する
扱いとしており大気中への蒸気放出量が抑制
されることによる
第2表
事
象
原子炉冷却材喪失
（原子炉格納容器
健全性評価）
項
事故の解析結果の先行 4 ループプラントとの比較（5／5）
目
原子炉格納容器内
最高圧力
MPa［gage］
原子炉格納容器内
最高温度
℃
敦賀発電所３号炉
先行 4 ループプラント
主な相違理由
約 0.331
約 0.308
約 135
約 132
敦賀発電所３号炉の方が１次冷却材体
積比及び炉心出力比に対して原子炉格
納容器自由体積比が若干小さい
約 3.3
(事故発生後 30 日時点)
約 3.0
(事故発生後 30 日時点)
可燃性ガスの発生
原子炉格納容器内
水素濃度 ％
敦賀発電所３号炉の方が炉心出力比に
対して原子炉格納容器自由体積比が若
干小さい
8
第3表
初期ＤＮＢＲ評価のためのパラメータの比較
敦賀発電所
３号炉
先行 4 ルー
ププラント
ＤＮＢＲへの
影響（概略値）
約 4,451
約 3,411
－＊１
257
193
－＊１＊２
平均線出力密度（kW／m）
約 17.6
約 17.9
約＋4％
１次冷却系圧力（MPa［gage］
）
約 15.4
約 15.4
－
約 25,800
約 20,100
－＊２
炉心バイパス流量（％）
（ＤＮＢ評価用最確値）
7.0
5.5
－＊２
燃料集合体 1 体当たりの
有効流量（kg／h）
約 0.28×10６
約 0.29×10６
約－5％
約 288.7
約 289.2
約＋1％
1.60
1.58
約－2％
支持格子間隔（mm）
約 470
約 460
約－1％
定格運転時ＤＮＢＲ
2.09
2.16
約－3％
最小ＤＮＢＲ許容限界値
（改良統計的熱設計手法）
1.42
1.42
－
パラメータ
炉心熱出力（MWt）
燃料集合体数
熱設計流量（m３／hr／loop）
１次冷却材入口温度（℃）
核的エンタルピ上昇熱水路
係数（ＤＮＢ評価用最確値）
＊１
＊２
9
主な相違理由
プラントの大容量
化による
プラントの大容量
化による
炉心熱出力と燃料
集合体数等により
決まる値
－
大容量化に伴う１
次冷却材ポンプの
変更による
中性子反射体の採
用によるバイパス
流量の増加による
熱設計流量、炉心
バイパス流量、燃
料集合体数より決
まる値
炉心熱出力に対す
る１次冷却材流量
の比の増加による
Ｎ
ＦＸＹ
の違いによ
る
燃料集合体全長の
増加による
平均線出力密度の項で考慮
燃料集合体 1 体当たりの有効流量の項で考慮
10
（a）敦賀発電所３号炉
第1図
（b）先行 4 ループプラント
過大温度ΔＴ高及び過大出力ΔＴ高による保護限界図（代表例）
11
（a）敦賀発電所３号炉
第2図
（b）先行 4 ループプラント
炉内構造物及び原子炉容器の比較
炉心そう
タイロッド
炉心そう
炉心
フォーマ板
炉心
150mm
22mm
バッフル板
炉心そう
炉心そう
ボルト（全体で約2000本）
流路孔（全体で約1600箇所）
ナット
炉心そう
12
炉心そう
フォーマ板
タイロッド
（全体で8本）
リングブロック
中性子反射体
取付ボルト
下部炉心板
ブロック位置決めピン
下部炉心板
炉心バッフル
中性子反射体
（a）敦賀発電所３号炉
第3図
（b）先行 4 ループプラント
中性子反射体と炉心バッフルの構造比較
（b）先行 4 ループプラント
（a）敦賀発電所３号炉
第4図
非常用炉心冷却設備の系統構成
13
約 4.5m
約 5.1m
１段型湿分分離器の採用
小型気水分離器の採用
約 21m
約 21m
振止め金具の改良
約 1,200mm
約 9.6m
約 1,150mm
約 8.1m
14
伝熱管寸法の変更
約 3.9m
約 3.5m
（a）敦賀３号炉蒸気発生器
（b）最新取替え用蒸気発生器
第 5 図 蒸気発生器の主要な設計変更点
抽出ライン
（ 格納容器内）
（ 格納容器外）
体積制御
タ ン ク
１次系補給水
封水戻り
Ｍ
ほう酸タンク
ミニマムフローライン
充てんライン
Ｍ
Ｍ
Ｍ
安全注入管台
Ｍ
Ｍ
燃料 取替用
水補 助ピ ット
充てんポンプ
ほう酸ポンプ
Ｍ
Ｍ
安全注入ポンプ
（×４系列）
Ｍ
充てん／
ほう 酸注入ポンプ
Ｍ
ほう酸補給
タンク
充てん／
ほう 酸注入ポンプ
封水ライン
機器作動状況（通常時）
抽出ライン
（ 格納容器内）
（ 格納容器外）
体積制御
タ ン ク
１ 次系補給水
封水戻り
Ｍ
ほう酸タンク
ミニマムフローライン
充てんライン
Ｍ
Ｍ
Ｍ
安全注入管台
Ｍ
Ｍ
充てんポンプ
燃料取 替用
水補助 ピ ット
ほう 酸ポンプ
Ｍ
Ｍ
Ｍ
安全注入ポンプ
（×４系列）
封水ライン
充てん／
ほう酸注入ポンプ
充てん／
ほう酸注入ポンプ
Ｍ
ほう酸補給
タンク
機器作動状況（ほう酸注入系作動信号発信時）
第6図
化学体積制御設備のほう酸注入系 系統概要図
15
16
（a）敦賀発電所３号炉
第7図
（b）先行 4 ループプラント
「主蒸気管破断」の解析に使用しているドップラ出力欠損
17
弁箱
ダッシュポット ＊
＊ 弁体と弁箱の衝突速度を抑えるためのオイルダンパ
（a）敦賀発電所３号炉
第8図
（b）先行 4 ループプラント
改良型主蒸気隔離弁の設計改良内容