(5) 動特性

(5) 動特性 1 チャンネル水力学的安定性 炉心安定性及び領域安定性チャンネル水力学的安定性 炉心安定性及び領域安定性については 取替炉心毎に管理されることから 個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている 代表プラントについての評価結果を表 2-10 に示すが 現行炉心と 19 ヶ月炉心を比較しても チャンネル水力学的安定性及び炉心安定性並びに領域安定性の減幅比はほぼ同等である このうち 炉心安定性及び領域安定性については 19 ヶ月炉心の方がわずかに減幅比が増加しているが これは新燃料を多く装荷する 19 ヶ月炉心のサイクル中期において余剰反応度を抑制するため制御棒密度を高めることから減速材対ウラン比が減尐し 表 2-18(1) 及び (2) に示されるように減速材ボイド係数の負の絶対値がわずかに大きくなることによる 2 プラント安定性及びキセノン空間振動の安定性プラント安定性及びキセノン空間振動の安定性については 前者は現行の評価が保守的な入力で行われていること及び後者は評価結果が判断基準に対して十分余裕を有していることから 個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている 代表プラントについての評価結果を表 2-11 に示すが 運転期間の延長により減速材ボイド係数の負の絶対値が大きくなることについては その影響がごくわずかであるため 現行炉心と 19 ヶ月炉心を比較しても プラント安定性減幅比に違いが現れてこない ガドリニア設計を変更した場合においても 反応度係数の傾向は 減速材ボイド係数がサイクル中期で大きくならないことを除き 代表プラントと同じ傾向となることから 動特性への影響は代表プラントと同一である 57

表 2-10 安定性解析結果 解析点安定性制限曲線上端運転時 (74% 定格出力 45% 定格流量 ) 最低ポンプ速度最大出力運転時 (52% 定格出力 36% 定格流量 ) 自動流量制御下限出力運転時 (90% 定格出力 65% 定格流量 ) チャンネル水力学的安定性減幅比 炉心安定性減幅比 領域安定性減幅比 満足すべき基準 9 9 燃料 (A 型 ) 9 9 燃料 (B 型 ) 9 9 燃料 (A 型 ) 9 9 燃料 (B 型 ) 9 9 燃料 (A 型 ) 9 9 燃料 (B 型 ) 0.36/0.36 0.60/0.60 - - - - 限界基準減幅比 <1.0 - - 0.62/0.61 0.59/0.56 0.41/0.40 0.53/0.49 限界基準減幅比 <1.0 運転上の設計基準 - - 0.18/0.18 0.10/0.10 - - 炉心安定性減幅比 0.25 (19 ヶ月炉心 / 現行炉心 ) 58

表 2-11(1) プラント安定性減幅比 (9 9 燃料 (A 型 )) 解析事象制御棒引き抜き 10 セント相当圧力制御装置設定点 0.069MPa 増加原子炉水位設定点 15cm 増加再循環流量制御設定点 10% 変化判断基準 減幅比 (19 ヶ月炉心 ) 減幅比 ( 現行炉心 ) 着目パラメータ 自動流量最低ポンプ自動流量最低ポンプ最大出力制御下限速度最大最大出力制御下限速度最大 出力 出力 出力 出力 中性子束 0.1 以下 0.1 以下 約 0.3 0.1 以下 0.1 以下 約 0.3 タービン蒸気流量 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 原子炉圧力 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 タービン蒸気流量 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 給水流量 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 原子炉水位 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 炉心流量 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 - タービン蒸気流量 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 - 減幅比減幅比減幅比減幅比減幅比減幅比 0.25 0.25 <1.0 0.25 0.25 <1.0 59

表 2-11(2) プラント安定性減幅比 (9 9 燃料 (B 型 )) 解析事象制御棒引き抜き 10 セント相当圧力制御装置設定点 0.069MPa 増加原子炉水位設定点 15cm 増加再循環流量制御設定点 10% 変化判断基準 減幅比 (19 ヶ月炉心 ) 減幅比 ( 現行炉心 ) 着目パラメータ 自動流量最低ポンプ自動流量最低ポンプ最大出力制御下限速度最大最大出力制御下限速度最大 出力 出力 出力 出力 中性子束 約 0.2 約 0.2 約 0.3 約 0.2 約 0.2 約 0.3 タービン蒸気流量 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 原子炉圧力 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 タービン蒸気流量 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 給水流量 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 原子炉水位 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 炉心流量 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 - タービン蒸気流量 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 0.1 以下 - 減幅比減幅比減幅比減幅比減幅比減幅比 0.25 0.25 <1.0 0.25 0.25 <1.0 60

(6) ほう酸水注入系の制御能力ほう酸水注入系の制御能力については 運転期間の延長により新燃料の装荷体数が増加し影響を及ぼすことから 設置許可と同じ手法により 個別プラントについて影響評価を行うとしている 代表プラントについての評価結果を表 2-12 に示すが 現行炉心に比べ 19 ヶ月炉心では実効増倍率が増加するが 低温状態で実効増倍率 0.95 以下を満足している これは 19 ヶ月炉心の燃料構成において 冷温時の無限増倍率の高い2サイクル目の燃料が多くなるため 炉心の反応度が高くなり 全制御棒全引抜時の実効増倍率が大きくなり ボロン 600ppm 注入時においても実効増倍率が大きくなることによる また 表 2-13 にほう酸水注入時の反応度添加速度の評価結果を示すが ほう酸水タンク内のほう酸濃度に変更はないため 現行炉心 ( 約 0.002Δk/min) に比較し 19 ヶ月炉心はあまり変わらない結果となっている ガドリニア設計を変更した場合においても 当該燃料の核設計を考慮した評価が行われることから 代表プラントと同様に基本設計への適合性を確認することができる なお ほう酸水注入時の実効増倍率については 最新の知見として未臨界性評価手法に三次元の解析手法が導入されたことから これを用いた評価により取替炉心毎に管理されている 表 2-12 ほう酸水注入時の実効増倍率の評価結果 9 9 燃料 (A 型 ) 炉心 9 9 燃料 (B 型 ) 炉心 判断基準 実効増倍率 実効増倍率 0.95 以下 0.932 /0.924 0.924 /0.919 (19 ヶ月炉心 / 現行炉心 ) 表 2-13 ほう酸水注入時の反応度添加速度の評価結果 (Δk/min) 許可申請書記載値 9 9 燃料 (A 型 ) 炉心 9 9 燃料 (B 型 ) 炉心 0.001 以上 約 0.002 / 約 0.002 約 0.002/ 約 0.002 (19 ヶ月炉心 / 現行炉心 ) (7) 燃料貯蔵設備燃料貯蔵設備の未臨界性については 燃料のウラン濃縮度を変更しないこと及び貯蔵される燃料の全燃焼度期間を包含するような無限増倍率を基に未臨界性を確認していることから 個別プラントについて影響評価を行う必要 61

はないとしている ガドリニア設計を変更した場合には 余剰反応度を平坦にする観点から無限増倍率のピークを抑えるように設計し 燃料集合体の無限増倍率のピークは現行燃料より下がることから 全燃焼度期間における無限増倍率は 燃料貯蔵設備の未臨界性計算に用いている無限増倍率に包含される 使用済燃料プールの冷却性については 使用済燃料プールの水温の管理がなされることから 個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている 代表プラントについて 最大熱負荷時及び通常最大熱負荷時の使用済燃料プールの水温の評価結果を表 2-14 に示す 19 ヶ月炉心からの取り出し燃料では 評価基準に近くなるが プールゲートの閉止時期を適切に設定する 又は必要に応じて余熱除去系を併用する等の措置で使用済燃料プールの水温を所定の温度以下に冷却することが可能である 表 2-14 燃料プール水温度評価結果 評価項目評価結果評価基準 通常最大熱負荷時 50.5 * 3 /49 * 4 52 以下 * 1 最大熱負荷時 * 5 50.1 * 3 /44 * 4 65 以下 * 2 (19 ヶ月炉心 / 現行炉心 ) *1: プールゲートを閉じた時点で取出燃料 1 回分及びそれ以前に取り出した使用済燃料から発生する崩壊熱で定義する熱負荷時の 作業環境確保のための管理温度 *2: サイクル末期における全炉心及びそれ以前に取り出した使用済燃料から発生する崩壊熱で定義する熱負荷時の コンクリートの長期健全性確保のための基準温度 *3:19 ヶ月運転 定検期間 =45 日 プールゲート閉止 = 原子炉停止後 30 日を想定 *4:13 ヶ月運転 定検期間 =45 日 プールゲート閉止 = 原子炉停止後 21 日を想定 *5: 最大熱負荷時では 燃料プール冷却浄化系 (FPC) と余熱除去系 (RHR) を併用して冷却を行う 19 ヶ月運転では FPC-RHR 間の 実機流量で RHR 熱交換量を評価しており 13 ヶ月運転では RHR 定格流量で RHR 熱交換量を評価している 13 ヶ月運転を FPC- RHR 間の実機流量で再評価すると 53 となり プールゲート閉止 までの期間が長い 19 ヶ月運転の方が低い温度となる (8) 平常時被ばく 平常時被ばくについては 気体廃棄物及び液体廃棄物中の放射性物質の放 出量が保安規定の放出管理目標値等に基づき管理されることから 個別プラ 62

ントについて影響評価を行う必要はないとしている なお 参考に我が国の BWR プラントの放出実績を表 2-15 に示すが 放出管理目標値等に対して十分余裕を有している 放射性気体廃棄物については 13 ヶ月運転と 19 ヶ月運転とを比較すると 原子炉施設の稼働率は 80% から 90% に向上するため 希ガス及びよう素の放出量は1 割程度増加するが 放出管理目標値は 全希ガス漏えい率を保守的に設定しているため 放出実績からみて余裕がある値に設定されており 13 ヶ月運転の放出管理目標値に基づく管理は可能である 放射性液体廃棄物については 放出管理目標値等は 運転実績等を考慮し定められており 放出実績からみて余裕がある値に設定されているため 13 ヶ月運転の放出管理目標値等に基づく管理は可能である なお 被ばく評価に用いる放水口における放射性物質の濃度は 放出量を復水器冷却水量で除して求められるため 運転期間を延長することに伴う復水器冷却水量の増加により放射性物質の濃度は低減される 63

原子炉施設 女川原子力 発電所 東通原子力 発電所 福島第一原 子力発電所 福島第二原 子力発電所 柏崎刈羽原 子力発電所 浜岡原子力 発電所 志賀原子力 発電所 島根原子力 発電所 東海第二発 電所 放出管理 目標値 放射性気体廃棄物 表 2-15 BWR 発電所における放出管理目標値等と放出実績 64 放射性液体廃棄物 希ガスヨウ素 (I-131) トリチウムを除くトリチウム 実績 ( 年度 ) 放出管理 実績 ( 年度 ) 放出管理 実績 ( 年度 ) 放出管理 ( 単位 :Bq/ 年 ) 実績 ( 年度 ) 平成 17 平成 18 平成 19 目標値平成 17 平成 18 平成 19 目標値平成 17 平成 18 平成 19 の基準値平成 17 平成 18 平成 19 3.8E+15 N.D. N.D. N.D. 1.3E+11 N.D. N.D. N.D. 1.1E+10 N.D. N.D. N.D. 1.11E+13 2.1E+09 5.4E+09 5.1E+09 1.2E+15 N.D. N.D. N.D. 2.0E+10 N.D. N.D. N.D. 3.7E+09 N.D. N.D. N.D. 3.7E+12 3.9E+10 3.4E+10 5.3E+10 8.8E+15 3.8E+08 1.5E+08 2.2E+08 4.8E+11 N.D. N.D. N.D. 2.2E+11 N.D. N.D. N.D. 2.2E+13 1.3E+12 2.6E+12 1.4E+12 5.5E+15 N.D. N.D. N.D. 2.3E+11 N.D. N.D. N.D. 1.4E+11 N.D. N.D. N.D. 1.4E+13 9.6E+11 6.6E+11 7.3E+11 6.7E+15 N.D. N.D. N.D. 2.3E+11 N.D. N.D. 2.3E+07 2.5E+11 N.D. N.D. N.D. 2.5E+13 8.1E+11 8.8E+11 8.8E+11 6.3E+15 N.D. N.D. N.D. 3.1E+11 2.0E+03 N.D. N.D. 1.8E+11 N.D. 2.7E+04 N.D. 1.8E+13 7.5E+11 6.8E+11 6.0E+11 2.3E+15 N.D. N.D. N.D. 4.8E+10 N.D. N.D. N.D. 7.4E+10 N.D. N.D. N.D. 7.4E+12 1.8E+11 1.8E+11 2.5E+10 8.4E+14 N.D. N.D. N.D. 4.3E+10 N.D. N.D. N.D. 7.4E+10 N.D. N.D. N.D. 7.4E+12 6.3E+11 3.0E+11 6.6E+11 1.4E+15 N.D. N.D. N.D. 5.9E+10 N.D. N.D. N.D. 3.7E+10 N.D. N.D. 2.2E+05 3.7E+12 7.4E+11 6.2E+11 5.8E+11 敦賀発電所 1.7E+15 N.D. N.D. N.D. 3.8E+10 N.D. N.D. N.D. 7.4E+10 N.D. N.D. N.D. 7.7E+13 9.2E+12 1.5E+13 1.3E+13 注 :E+n とは 10 n を表す ( 例えば 3.8E+15 とは 3.8 10 15 ) また N.D. は検出限界未満を表す

(9) 運転時の異常な過渡変化運転時の異常な過渡変化の解析については 評価事象により 炉心モデルや入力条件等の解析手法が異なるため 各々の評価事象に対して運転期間を延長した場合の影響について評価されている 1 原子炉起動時における制御棒の異常な引き抜き制御棒引き抜き時の制御棒価値を保守的に設定するとともに 取替炉心毎に制御棒価値の確認がなされること等から 個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている ガドリニア設計を変更した場合においても局所出力ピーキング係数が現行燃料より若干変わるが 制御棒価値を保守的に設定していることから 個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている 引き抜き制御棒価値については 解析に使用される制御棒価値 0.013Δk は設置許可申請書本文に記載される核的制限値である これに対して社内規定で管理される制御棒価値は 0.010Δk であり 核的制限値に対して余裕を持った値となっている 代表プラントの制御棒価値の評価例では 図 2-16 に示されるように 0.003Δk 程度の低い値に止まっている また 引き抜き制御棒周りの燃料集合体の配置及び制御棒パターンについては 通常運転時の熱的制限値により制約されるため 運転期間の延長によっても大きく変わらない 代表プラントについての評価結果を表 2-16 及び図 2-17 から図 2-18 に示すが 現行炉心と 19 ヶ月炉心でほぼ同等或いは 19 ヶ月炉心の方がやや緩和された結果となっている これは 新燃料を多く装荷する 19 ヶ月炉心の方が炉心軸方向出力分布の上歪が緩和される傾向があり 制御棒の引き抜きによって反応度が添加される炉心上部の出力分担が若干小さくなるためである 2 出力運転中の制御棒の異常な引き抜き運転期間を延長した場合の出力分布の変化については 解析において保守的に引き抜き制御棒近傍の燃料集合体が熱的制限値となるような制御棒パターンを想定している このため 個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている ガドリニア設計を変更した場合についても同様である 代表プラントについての評価結果を表 2-17 及び図 2-19 に示すが 現行炉心と 19 ヶ月炉心で変わらない結果となっている 本事象では 制御棒の引き抜きにより一定の出力上昇率に達するとロッドブロックモニタからの信号で制御棒の引き抜きが阻止されることから 65

炉心軸方向出力分布のわずかな違いが解析結果に及ぼす影響は小さくな っている 3 その他の事象 原子炉冷却材流量の部分喪失 以外の事象( 炉心ボイドが減尐する事象 ) については 動的ボイド係数が評価に与える影響が大きいことから 個別プラントについてサイクルを通じて同係数が安全解析入力値に包絡されることを確認するとしている 動的ボイド係数の代表プラントの値及び安全解析入力値を表 2-18(1) 及び (2) に示す 運転期間の延長により影響を受けるドップラ係数については 結果に大きく影響しないことから 個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている 設計用スクラム曲線を変更する必要がないことについては (3) 核設計 の中で確認している なお 動的ボイド係数が安全解析入力値に包絡されることを確認できない場合には 個別プラントについて運転時の異常な過渡変化の判断基準に対して厳しい事象となる 給水加熱喪失 及び 負荷の喪失 ( タービンバイパス弁不作動 ) の解析を実施し影響評価を行うとしている ガドリニア設計を変更した場合においても 個別プラントについて 当該燃料の核設計を考慮した動的ボイド係数に基づく影響評価を行うことにより 代表プラントと同様に基本設計等への適合性を確認することができる ガドリニア設計を変更した BWR5プラントの動的ボイド係数の値及び安全解析入力値をまとめたものを 表 2-18(3) 及び (4) に示す 原子炉冷却材流量の部分喪失 ( 炉心ボイドが増加する事象 ) については 動的ボイド係数が運転期間の延長により現行解析の入力条件と変わることが考えられることから 個別プラントについて同事象の解析を実施し影響評価を行うとしている ただし 事故解析における 原子炉冷却材再循環ポンプの軸固着 及び 原子炉冷却材流量の喪失 において 運転時の異常な過渡変化に対する判断基準を満足する場合は 本事象の評価に代えることができる ガドリニア設計を変更した場合においても 個別プラントについて 当該燃料の核設計を考慮した動的ボイド係数に基づく影響評価を行うことにより 代表プラントと同様に基本設計等への適合性を確認することができる 代表プラントの 給水加熱喪失 及び 負荷の喪失 ( タービンバイパス弁不作動 ) の評価結果を表 2-19 及び表 2-20 図 2-20 及び図 2-21 に示すが 現行炉心と 19 ヶ月炉心で評価結果に大きな影響は現れていない 66

表 2-16 原子炉起動時における制御棒の 異常な引き抜きの解析結果 9 9 燃料 (A 型 ) のみを装荷した炉心 項 目 結果判断基準 19 ヶ月炉心現行炉心 燃料エンタルピ ( 最大値 ) (kj/kguo2) 約 88 *1 反応度投入事象評価指針 に示された燃料の許容設計限界値 *2 原子炉圧力 (MPa[gage]) 約 7.06 9.48 以下 9 9 燃料 (B 型 ) のみを装荷した炉心 項 目 結果判断基準 19 ヶ月炉心現行炉心 燃料エンタルピ ( 最大値 ) (kj/kguo2) 約 93 *1 約 99 *1 反応度投入事象評価指針 に示された燃料の許容設計限界値 *2 原子炉圧力 (MPa[gage]) 約 7.05 約 7.06 9.48 以下 *1: ペレット燃焼度 65,000MWd/t 以上の燃焼の進んだ燃料の ペレット- 被覆 管機械的相互作用を原因とする 破損を生ずるしきい値のめやすであるピーク 出力部燃料エンタルピの増分 167kJ/kgUO2(40cal/gUO2) を 破損の判断基 準として用いた場合においても燃料棒の破損は生じない *2: 付図に示す 燃料の許容設計限界値 参照 67

表 2-17 出力運転中の制御棒の異常な引き抜きの解析結果 9 9 燃料 (A 型 ) のみを装荷した炉心結果項目判断基準 19 ヶ月炉心現行炉心 1% 塑性歪に対応する表面熱流束 (%) 約 121 表面熱流束 (170%) ( 最大線出力密度 ) ( 約 53kW/m) 以下 MCPR 1.23 1.10 1.07 以上原子炉圧力原子炉圧力の上昇 9.48 以下 (MPa[gage]) はほとんどない 9 9 燃料 (B 型 ) のみを装荷した炉心結果項目判断基準 19 ヶ月炉心現行炉心 1% 塑性歪に対応する表面熱流束 (%) 約 121 表面熱流束 (170%) ( 最大線出力密度 ) ( 約 53kW/m) 以下 MCPR 1.22 1.09 1.07 以上原子炉圧力原子炉圧力の上昇 9.48 以下 (MPa[gage]) はほとんどない 68

表 2-18(1) 9 9 燃料 (A 型 ) の減速材ボイド係数 ( 代表プラント ボイド率 40% での値 ) 項 目 サイクル初期サイクル末期相当 19ヶ月炉心現行炉心 19ヶ月炉心現行炉心 -1.04 ボイド係数 ( サイクル中期 ) -0.98 ( 10-3 (Δk/k) -1.04-1.04-0.99 ( サイクル末期 ) /% ボイド率 ) ( サイクル末期 ) 0.0056 遅発中性子割合 0.0060 0.0060 ( サイクル末期 ) ( サイクル中期 ) 0.0053 0.0055 ( サイクル末期 ) -7.4 動的ボイド係数 ( サイクル中期 ) -6.9-6.9 ( /% ボイド率 ) -7.2-7.4 ( サイクル末期 ) 安全解析入力値 ( /% ボイド率 ) (B 型の値 ) B 型の値 ( サイクル中期 の1.25 倍 ) ( サイクル末期の 1.25 倍 ) 表 2-18(2) 9 9 燃料 (B 型 ) の減速材ボイド係数 ( 代表プラント ボイド率 40% での値 ) 項 目 サイクル初期サイクル末期相当 19ヶ月炉心現行炉心 19ヶ月炉心現行炉心 -0.95 ボイド係数 ( サイクル中期 ) -0.85 ( 10-3 (Δk/k) -0.83-0.91-0.86 ( サイクル末期 ) /% ボイド率 ) ( サイクル末期 ) 0.0054 遅発中性子割合 0.0061 0.0060 ( サイクル末期 ) ( サイクル中期 ) 0.0053 0.0052 ( サイクル末期 ) -7.0 動的ボイド係数 ( サイクル中期 ) -5.5-6.1 ( /% ボイド率 ) -6.6-6.4 ( サイクル末期 ) 安全解析入力値 ( /% ボイド率 ) ( サイクル初期の 0.9 倍 ) ( サイクル初期の 0.9 倍 ) (A 型の値 ) A 型の値 69

表 2-18(3) 9 9 燃料 (A 型 ) の減速材ボイド係数 ( ガドリニアを変更した BWR5 プラントの例 ボイド率 40% での値 ) 項 目 ボイド係数 ( 10-3 (Δk/k) /% ボイド率 ) サイクル初期 サイクル末期相当 19ヶ月炉心 現行炉心 19ヶ月炉心 現行炉心 -0.97-1.09-1.02-1.02 遅発中性子割合 0.0060 0.0060 0.0054 0.0053 動的ボイド係数 ( /% ボイド率 ) 安全解析入力値 ( /% ボイド率 ) -6.5-7.3-7.6-7.7 - B 型の値 - ( サイクル末期 の1.25 倍 ) 表 2-18(4) 9 9 燃料 (B 型 ) の減速材ボイド係数 ( ガドリニアを変更したBWR5プラントの例 ボイド率 40% での値 ) サイクル初期サイクル末期相当項目 19ヶ月炉心現行炉心 19ヶ月炉心現行炉心 ボイド係数 ( 10-3 (Δk/k) /% ボイド率 ) -0.78-0.91-0.89-0.85 遅発中性子割合 0.0061 0.0060 0.0053 0.0053 動的ボイド係数 ( /% ボイド率 ) -5.1-6.1-6.7-6.4 安全解析入力値 ( /% ボイド率 ) - ( サイクル初期の 0.9 倍 ) - A 型の値 70

9 9 燃料 (A 型 ) 項 目 表 2-19 給水加熱喪失の解析結果 結 果 19 ヶ月炉心現行炉心 表面熱流束 (%) 約 121 判断基準 1% 塑性歪に対応する表面熱流束 (170%) 以下 MCPR 1.23 1.07 1.07 以上 原子炉圧力 (MPa[gage]) 約 7.11 9.48 以下 9 9 燃料 (B 型 ) 項 目 結 果 19 ヶ月炉心現行炉心 表面熱流束 (%) 約 121 判断基準 1% 塑性歪に対応する表面熱流束 (170%) 以下 MCPR 1.22 1.07 1.07 以上 原子炉圧力 (MPa[gage]) 約 7.09 9.48 以下 表 2-20 負荷の喪失 ( タービンバイパス弁不作動 ) の解析結果 9 9 燃料 (A 型 ) 項 目 結 果 19 ヶ月炉心現行炉心 表面熱流束 (%) 初期値を超えず 判断基準 1% 塑性歪に対応する表面熱流束 (170%) 以下 MCPR 1.23 1.18 1.07 以上 原子炉圧力 (MPa[gage]) 約 7.85 約 7.84 9.48 以下 9 9 燃料 (B 型 ) 項 目 結 果 19 ヶ月炉心現行炉心 表面熱流束 (%) 初期値を超えず 判断基準 1% 塑性歪に対応する表面熱流束 (170%) 以下 MCPR 1.22 1.18 1.07 以上 原子炉圧力 (MPa[gage]) 約 7.88 9.48 以下 71

図 2-16 実機の制御棒引き抜き時における反応度価値の例 ( バンクで区切った制御棒引き抜き手順を用いた場合 ) 72

(19 ヶ月炉心 ) ( 現行炉心 ) (9 9 燃料 (A 型 ) を装荷した炉心 ) 図 2-17 原子炉起動時における制御棒の異常な引き抜き時の過渡変化 73

(19 ヶ月炉心 ) ( 現行炉心 ) (9 9 燃料 (B 型 ) を装荷した炉心 ) 図 2-18 原子炉起動時における制御棒の異常な引き抜き時の過渡変化 74

19 ヶ月炉心 現行炉心 (9 9 燃料 (A 型 ) を装荷した炉心 ) 図 2-19 出力運転中の制御棒の異常な引き抜き時の過渡変化 19 ヶ月炉心 現行炉心 (9 9 燃料 (B 型 ) を装荷した炉心 ) 75

19 ヶ月炉心 現行炉心 (REDY 及び ISCOR による解析結果 ) 図 2-20 給水加熱喪失時の過渡変化 19 ヶ月炉心 現行炉心 (BANDIX 及び THRP による解析結果 ) 76

19 ヶ月炉心 現行炉心 (REDY 及び SCAT による解析結果 ) 19 ヶ月炉心 現行炉心 (BANDIX 及び FRANCESCA による解析結果 ) 図 2-21 負荷の喪失 ( 発電機負荷遮断, タービンバイパス弁不作動 ) 時の過渡変化 77

付図 反応度投入事象評価指針 に示された燃料の許容設計限界値 第 1 段階の評価として 上図の燃料エンタルピ最小値 65cal/g UO2[272kJ/kg UO2] を満足すれば 運転時の異常な過渡変化の判断基準を満足することになる 78

(10) 事故 1 原子炉冷却材の喪失又は炉心冷却状態の著しい変化 原子炉冷却材喪失 については 炉心が異なる場合に変更となる可能性のある入力条件は 主に減速材ボイド係数に支配される事象初期の出力変化と崩壊熱であり これらは十分保守的に設定していることから 個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている ガドリニア設計を変更した場合も同様である 表 2-21 に代表プラントにおける現行炉心の原子炉冷却材喪失事故解析で用いられている動的ボイド係数と実機のボイド係数を比較して示すが 解析に用いられるボイド係数は十分小さく設定されており 事故時初期の出力低下を保守的に評価することがわかる 原子炉冷却材ポンプの軸固着 については 運転期間の延長によりサイクル初期の動的ボイド係数の負の絶対値が小さくなる傾向にあるため 個別プラントについて影響評価を行うとしている ガドリニア設計を変更した場合においても 個別プラントについて 当該燃料の核設計を考慮した動的ボイド係数に基づく影響評価が行われることから 代表プラントと同様に基本設計への適合性を確認することができる 代表プラントについて 原子炉冷却材ポンプの軸固着 の評価結果を表 2-22 及び図 2-22 から図 2-23 に示すが 現行炉心と 19 ヶ月炉心でほぼ同等の結果となっている 再循環ループのない ABWR については 原子炉冷却材ポンプの軸固着 に比べ 原子炉冷却材流量の喪失 の結果が厳しくなることから 個別プラントについて 原子炉冷却材流量の喪失 の解析を実施し 影響評価を行うとしている 2 反応度の異常な投入又は原子炉出力の急激な変化 制御棒落下 については 運転期間の延長により出力分布 燃焼度分布 ドップラ係数及び局所出力ピーキング係数が変化することから 解析結果は現行解析と異なる可能性があり 個別プラントについて影響評価を行うとしている ガドリニア設計を変更した場合においても 個別プラントについて 当該燃料の核設計を考慮した出力分布 燃焼度分布 ドップラ係数及び局所出力ピーキング係数に基づく影響評価が行われることから 代表プラントと同様に基本設計への適合性を確認することができる 代表プラントについての評価結果を表 2-23 及び図 2-24 から図 2-27 に示すが 19 ヶ月炉心のサイクル初期の方が燃料エンタルピの最大値が若干厳しくなっている これは 新燃料を多く装荷する 19 ヶ月炉心の方がサイクル初期の炉心平均燃焼度が小さく中性子を吸収する 240 Pu の蓄積量が尐な 79

いことから ドップラ係数の負の絶対値が小さくなる傾向にあるため 制御棒落下による出力上昇を抑制する効果が弱く 燃料エンタルピの最大値が増加することによる しかしながら 判断基準に対しては十分な余裕がある 燃料棒破損本数割合については 現行炉心に対して 19 ヶ月炉心ではほぼ同等あるいは若干緩和される結果となっている 3 環境への放射性物質の異常な放出 放射性気体廃棄物処理施設の破損 については 核分裂生成物量を空気抽出器の運転上許容される最大量としているため 運転期間の延長の影響はなく 個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている 主蒸気管破断 については 運転初期条件が変わらないことから冷却材の流出量に変化はなく また燃料棒の破損は生じることはないが 被ばく線量の評価結果では原子炉圧力の低下に伴う燃料棒からの追加放出を考慮している 表 2-24 に示す燃料に内包される核分裂生成物の量は 燃料集合体の炉内滞在日数を従来より保守的に 2000 日と想定しており 短半減期核種については平衡に達していること また長半減期核種については 19 ヶ月炉心の平均炉内滞在日数が上記の 2000 日に包絡されることから 運転期間の延長によっても見直す必要がない また 冷却材中の放射性物質の濃度は平衡状態に達しているため 運転期間の延長においても変わらず 表 2-25 に示す冷却材中の放射性物質濃度については管理していることから 被ばく線量の評価結果に変更はない したがって個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている 原子炉冷却材喪失 については 破損する燃料棒の本数は現行の評価と変わらない 表 2-24 に示す燃料に内包される核分裂生成物の量は 燃料集合体の炉内滞在日数を従来より保守的に 2000 日と想定しており 短半減期核種については平衡に達していること また長半減期核種については 19 ヶ月炉心の平均炉内滞在日数が上記の 2000 日に包絡されることから 運転期間の延長によっても見直す必要がない また 冷却材中の放射性物質の濃度は平衡状態に達しているため 運転期間の延長においても変わらず 表 2-25 に示す冷却材中の放射性物質濃度については管理していることから 被ばく線量の評価結果に変更はない したがって個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている 燃料集合体の落下 については 破損する燃料棒の本数が運転期間の影響を受けない 表 2-24 に示す燃料に内包される核分裂生成物の量は 燃料集合体の炉内滞在日数を従来より保守的に 2000 日と想定しており 短半減期核種については平衡に達していること また長半減期核種について 80

は 19 ヶ月炉心の平均炉内滞在日数が上記の 2000 日に包絡されることから 運転期間の延長によっても見直す必要がなく 被ばく線量の評価結果に変更はない したがって個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている 制御棒落下 については 表 2-24 に示す燃料に内包される核分裂生成物の量は 燃料集合体の炉内滞在日数を従来より保守的に 2000 日と想定しており 短半減期核種については平衡に達していること また長半減期核種については 19 ヶ月炉心の平均炉内滞在日数が上記の 2000 日に包絡されることから 運転期間の延長によっても見直す必要がない ただし 破損する燃料棒の本数については 個別プラントについて評価を行うことから 被ばく線量についても個別プラント毎に運転期間の延長による影響評価を行う必要があるとしている なお 前述の評価において 破損する燃料棒の本数が評価の前提を超えない場合には この確認により 本事象の評価に代えることができるとしている 4 原子炉格納容器内圧力 雰囲気等の異常な変化 原子炉冷却材喪失 時の原子炉格納容器内圧力及び可燃性ガスの発生については 崩壊熱の設定及び反応に寄与する燃料被覆管の厚さの想定が保守的であることから 個別プラントについて影響評価を行う必要はないとしている 重大事故 及び 仮想事故 については 設置許可申請書の添付書類十において安全評価審査指針の付録 I に基づく評価が実施されており (10) 事故 にて示されたとおり 原子炉冷却材喪失 及び 主蒸気管破断 の事故時挙動は変わらず 放出経路も変わらない また放射性物質の炉内蓄積量及び冷却材中放射性能濃度については 現行炉心でほぼ平衡に達していることから 運転期間の延長による放射性物質の放出量に変更はない したがって この評価を受けて実施される 重大事故 及び 仮想事故 の評価結果にも変更がないことから 個別プラントについて影響評価を行い妥当性を確認する必要はないとしている 81

表 2-21 現行炉心と 19 ヶ月炉心の動的ボイド係数の比較 サイクル初期の炉心の動的ボイド係数 ( 絶対値の小さい側 ) 現行の原子炉冷却材喪失, 主蒸気管破断評価で用いている動的ボイド係数 9 9 燃料 (A 型 ) 9 9 燃料 (B 型 ) 19 ヶ月炉心 現行炉心 19 ヶ月炉心 現行炉心 -6.9-6.9-5.5-6.1 約 -2 約 -2 ( 単位 : /% ボイド率,40%) 表 2-22 原子炉冷却材ポンプの軸固着の解析結果 項目 結果 19 ヶ月炉心現行炉心 判断基準 MCPR 9 9 燃料 (A 型 ) :1.23 1.14 9 9 燃料 (B 型 ) :1.22 1.15 9 9 燃料 (A 型 ) :1.23 1.14 9 9 燃料 (B 型 ) :1.22 1.16 炉心は著しい損傷に至ることなく かつ 十分な冷却が可能であること *2 1.07 以上 原子炉圧力 * の最高値 9 9 燃料 (A 型 ) : 約 8.20MPa[gage] 9 9 燃料 (B 型 ) : 約 8.21MPa[gage] 9 9 燃料 (A 型 ) : 約 8.20MPa[gage] 9 9 燃料 (B 型 ) : 約 8.21MPa[gage] 原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力 :10.34MPa[gage] 以下 *1: 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は, 保守的 に見積もっても 0.3MPa 程度である *2: 炉心は著しい損傷に至ることなく かつ, 十分な冷却が可能であるこ と との事故の判断基準は 過渡の判断基準である MCPR が 1.07 以 上を満足できれば 余裕を持って満足できる 82

表 2-23 制御棒落下の解析条件及び解析結果 9 9 燃料 (A 型 ) 19 ヶ月炉心 サイクル初期 サイクル末期 低温時高温待機時低温時高温待機時 現行炉心 19 ヶ月炉心 現行炉心 19 ヶ月炉心 現行炉心 19 ヶ月炉心 現行炉心 判断基準 局所出力ピーキング係数 1.45 1.41 1.18 1.27 1.15 1.22 燃料エンタルピの最大値 (kj/kguo2) 693 669 669 660 555 579 579 591 837 以下 ピーク出力部の断熱 燃料エンタルピ 461 393 441 428 373 369 360 434 (kj/kguo2) 燃料棒破損本数割合 (%) 1.1 1.5 1.8 2.1 1.8 1.8 2.4 3.1 原子炉冷却材圧力バ 10.34 ウンダリ圧力最大値 8.18 8.06 7.89 8.26 以下 (MPa[gage]) 9 9 燃料 (B 型 ) 局所出力ピーキング係数燃料エンタルピの最大値 (kj/kguo2) ピーク出力部の断熱燃料エンタルピ (kj/kguo2) 燃料棒破損本数割合 (%) 原子炉冷却材圧力バウンダリ圧力最大値 (MPa[gage]) 19 ヶ月炉心 サイクル初期 サイクル末期 低温時高温待機時低温時高温待機時 現行炉心 19 ヶ月炉心 現行炉心 19 ヶ月炉心 現行炉心 19 ヶ月炉心 現行炉心 1.33 1.26 1.20 1.14 570 506 696 655 512 465 599 608 347 290 499 470 351 321 425 450 0.3 0.3 1.5 1.5 0.4 0.5 2.5 2.4 8.18 8.16 8.19 8.17 判断基準 837 以下 10.34 以下 83

表 2-24 炉心内蓄積量 評価項目 19 ヶ月炉心現行炉心 よう素 約 3.07 10 19 Bq 希ガス 約 4.20 10 19 Bq 表 2-25 冷却材中放射能濃度 評価項目 19 ヶ月炉心現行炉心 よう素 約 1.2 10 5 Bq/g 84

(19ヶ月炉心) ( 現行炉心 ) 図 2-22 原子炉冷却材ポンプの軸固着時の変化 (9 9 燃料 (A 型 )) 85

(19ヶ月炉心) ( 現行炉心 ) 図 2-23 原子炉冷却材ポンプの軸固着時の変化 (9 9 燃料 (B 型 )) 86

(19 ヶ月炉心 ) ( 現行炉心 ) 図 2-24 燃料エンタルピの時間変化 ( サイクル初期, 低温時,9 9 燃料 (A 型 )) 87

(19 ヶ月炉心 ) ( 現行炉心 ) 図 2-25 燃料エンタルピの時間変化 ( サイクル初期, 高温待機時,9 9 燃料 (B 型 )) 88

(19 ヶ月炉心 ) ( 現行炉心 ) 図 2-26 燃料エンタルピ ヒストグラム ( サイクル末期, 高温待機時,9 9 燃料 (A 型 )) 89

(19 ヶ月炉心 ) ( 現行炉心 ) 図 2-27 燃料エンタルピ ヒストグラム ( サイクル末期, 高温待機時,9 9 燃料 (B 型 )) 90