TMI-2での事故進展に伴うデブリ移行挙動

図１　TMI-２事故でのスクラム後、約4時間のRPV内圧変化と主なイベント [2,3]

　OECD/NEA/CSNIで実施されたVIP（Vessel Investigation Project）プロジェクトのサマリーレポートにおいて、TMI-2事故における原子炉圧力容器内のデブリふるまい事象が取りまとめられている[1]。また、TMI-2事故後の炉心形状、事故時の計測データ、種々のメカニズム解析に基づく炉心物質移行の時系列の推定結果は、参考文献[2-6]にとりまとめられている。ここでは、その概要を整理する。

　図１に、TMI-2事故でのスクラム後約4時間までのRPV内圧力変化と主なイベントを示す[2]。TMI-2事故では、1979年3月28日午前4時に、二次系給水流量の喪失事象が発生し、タービンがトリップし原子炉が自動停止した。その後、加圧器逃し弁（PORV）の開固着、高圧注水ポンプの手動停止などにより、スクラム後100分で冷却水供給が停止し、炉心水位が低下、炉心上部から次第に燃料が露出し、燃料溶融開始した。スクラム後174分にB系ポンプ１基が短時間再稼働し、冷却水が投入されたことにより、内圧上昇した。この際に炉心上部で空焚き状態だった燃料集合体に熱・機械的な衝撃が加わり、大規模に炉心崩落したと考えられている。その後、崩壊熱を除熱しきれずに、炉心部で溶融デブリプールが成長した。スクラム後約224分に、溶融デブリ約19トンが下部プレナムに移行した。この事象により、炉心部と下部プレナムでデブリが冷却される状況となった。

　図２に、事故時の各種プラントデータの測定値を示す[1]。別項目に示したTMI-2炉の事故前の構成を確認しつつ、事故シークエンスを理解されたい（参考：TMI-2炉の概要（事故前））。図２上のソースレンジモニターの指示値が、スクラム後約100分、170分、220分で急上昇していることがわかる、後述するように、これらは、炉心上部露出、炉心部での燃料崩落、溶融デブリの下部プレナム移行に、それぞれ対応していると考えられている。冷却水フローモニターの指示値からは、スクラム後約70分でB系が停止、110分でA系が停止していることがわかる。15.5時間後に、冷却水フローが再構築されている。高圧注水系ポンプの起動タイミングも図示されている。冷却水アウトレット温度は、スクラム後約120分以降に急上昇しており、炉心上部が露出されたことに対応している。RPV内圧については、図１以降の変動も示されている。スクラム後約300分からは、炉心への注水量を細かく変化させて、冷却状態を安定させる取り組みがなされている。

　これらのプラントデータと、RPV内部調査の結果、事故解析の結果などに基づいて、RPV内のデブリふるまい（in-vessel phase）は、以下の５個のフェーズに分けて理解されている。フェーズが進むにつれて、不確かさが伝播し、拡大する。特に、Phase-4以降に発生した、溶融デブリの下部プレナム移行と、デブリと下部ヘッドの相互作用については不確かさが大きかったため、国際協力によりサンプル分析とRPV破損マージンの解析が行われた（VIPプロジェクト）。１F事故においても、下部プレナムでのデブリふるまいの違いが、１～３号機のデブリ分布や原子炉破損状態の違いに影響していると考えられている。

Phase-1（冷却水喪失）、スクラム後100分まで

• スクラム前：二次系給水ポンプが停止し、蒸気発生器水量の低下したことで、二次系による一次系からの除熱能が減少した。蒸気発生器への冷却水供給量が低下したことにより、RPV内での冷却水の対流時間が増加し、これにともなって一次系（RCS: Reactor Coolant System）内の圧力が上昇した。RPV内圧15.7MPaに到達した段階で、運転員が加圧器上部の圧力開放弁（PORV: Pilot-Operated Relief Valve）をマニュアルで開放し、RPV内圧16.3MPa到達時点（PORV開放後８秒）で原子炉スクラム、制御棒が自動挿入された。
• スクラム直後：　一次冷却水の通常系統での注水が停止し、高圧注入ポンプが手動で起動された。これにともなって、RPV内圧が低下した。一方で、PORVが開で固着していたため、小破断LOCA条件が発生し、冷却水喪失が開始された。しかし、運転員は、加圧器の水位の指示値から、RCS系は満水と判断し、緊急冷却水系の供給流量を低下させた。実は、PORVが開いていたため、RCS系から原子炉格納容器内への蒸気放出が継続した。
• RCS系の圧力減少は、約7MPaで一旦停止。一方で、PORVからの蒸気放出継続により、冷却水中のボイド率が増加した。冷却水ポンプ内にもボイドが発生した。
• スクラム後73分：　高ボイド二相流（気液流）によりポンプが振動したため、B系の冷却水ポンプ２が手動で停止された。これにより、B系統での除熱能が喪失した。
• スクラム後100分：　同様に、A系の冷却水ポンプ２基が手動で停止された。これにより、炉心部からの冷却水対流による除熱能が喪失された。この段階までは、炉心上部はまだ気液二相冷却水中に保持され、除熱されていた。

Phase-2（炉心加熱、炉心崩落開始）、スクラム後100～174分まで

• スクラム後100分：　A系ポンプ停止により、炉心上部の気液二相流がRPV外に排出され、RPV内で気液分離が発生、RPV内に水位が形成された（炉心上部のボイド化）。このため、崩壊熱をすべて除熱できず、次第に水位が低下した。
• スクラム後113分：　炉心頂部から露出開始した。
• スクラム後114～120分：　炉心上部で燃料温度が上昇し始めた。燃料温度約800℃到達で、Zry被覆管のバルーニング・破断が発生し、FPガスや高揮発性FPの放出が開始された。
• スクラム後139分：　運転員が、PORVの元弁を閉鎖した。これにより、格納容器への蒸気やFPガスの流出が停止され、RPV内圧が再上昇した。
• スクラム後140分：　格納容器内線量が急上昇、FPガスの放出と整合していると判断された。一方で、冷却水水位は炉心中央あたりまで低下した。
• スクラム後140～150分：　炉心ピーク温度が1200℃に到すると、制御棒のSS被覆管とZry案内管の共晶溶融、あるいは、インコネル製スペーサーグリッドとZry被覆管の共晶溶融による金属メルトの溶落が発生した。金属メルトは、炉心下部の冷却水水位の直上あたり（下部格子からおよそ0.6m高さ）で堆積・凝固し、冷却材流路を閉塞した（下部クラスト層形成）。金属メルトの溶融・崩落は、炉心中央から次第に外周方向に広がり、これに対応して、下部クラスト層も径方向に広がっていった。炉心温度が、1400～1500℃に到達すると、SS製の制御棒被覆管が溶融し、すでに溶融していた中性子吸収材（Ag-In-Cd）が放出された。これらの反応により、金属メルトの主成分は、Zr-Ag-In-Fe-Niと推定されている。
• スクラム後150～165分：　炉心ピーク温度1400～1500℃に到達すると、燃料棒側で、Zry酸化による急速昇温と水素発生が開始した。さらに、燃料温度>1800℃で、ジルカロイ溶融とUO₂のジルカロイメルトへ溶解が急速に進行した（U-Zr-Oメルト形成）。それにより、燃料溶融物の溶落が開始した（キャンドリング）。溶け落ちた燃料棒等は、下部クラスト層の上に崩落・堆積した。【図３参照】
• RPV内圧が5.5MPaまで再上昇した。水素ガス発生により、気体での除熱性能が低下し、炉心温度がさらに上昇した。
• スクラム後174分まで：　炉心中央下部での下部クラスト層により、炉心中央での水蒸気流はほぼ完全に遮断された。これにより、炉心中央部での崩落デブリの温度が上昇、デブリ溶融が進展し、メルト領域の連結が進んだ。一方で、デブリ崩落により、Zry表面積が減少し、Zry酸化や水蒸気発生が抑制された。炉心外周部は、バイパスされた水蒸気流によりある程度の冷却が継続された。冷却水水位は次第に上昇し、この時点で上から２個目のスペーサーグリッドあたりまで回復したと推定されている。#この水位上昇に対応して、下部クラスト形状が漏斗型になったと推定されている。周囲のクラスト層に断熱されたため、炉心中央部分は冷却水の水位以下にあったが、十分に除熱されていない。【図４参照】
• 炉心部での溶融デブリの温度は、最高2850℃（UO₂融点）、平均で2300～2550℃（それぞれ、U-Zr-Oの溶融温度、(U,Zr)O₂の融点に相当）と推定されている。FPは、結晶粒界を通じた拡散により放出され、この時点でのFPガスと高揮発性FPの放出率は約45%という解析結果となっている。

Phase-3（炉心溶融進展）、スクラム後174～224分まで

• スクラム後174分：　次冷却水B系ループのポンプ１基が19分間再起動した。しかし、実効的な注水は最初の15秒間程度と推定されている。注水量は少なく、実効的な炉心冷却はできなかったが、高温に曝されていた炉心上部に熱・機械的な衝撃が加えられた。水蒸気・水素発生により、RPV内圧の急上昇も発生した（約15MPaまで）。
• 一方で、炉心周辺部の燃料集合体は冷却が継続された（インコアモニター熱電対指示値の低下）。SPND指示値が低下した。
• これらがきっかけとなり、注水後数分以内で炉心上部の燃料棒破砕・崩落・炉心形状の喪失が起こった（スランピング）。下部クラスト層の上にデブリベッドが形成された。一方で、炉心崩落により、Zry酸化はいったんほぼ停止し、崩落したデブリベッドの温度はいったん低下した。【第一回目のリロケーション】【図５参照】
• 破砕された粒子状デブリの一部は、冷却水中で撹拌され、最終的に下部プレナムに堆積した。制御棒等の金属デブリ成分の一部もこの時に下部プレナムに移行したと推定されている。
• 一方で、炉心上部で発生した高温の水蒸気・水素ガスが噴きあがり、上部格子が一部溶融・酸化した。その上の上部プレナム構造物はほとんど損傷していないが、制御棒成分やFPが付着した。CRDMのリードスクリュー分析[7]によると、上部格子すぐ上の上部プレナム構造物温度は、炉心中央で930℃、炉心周辺で730℃程度。ホットレグ入り口あたりで430℃程度と推定されている。
• スクラム後174～200分：　冷却水水位は、デブリ崩落にともなって再び低下した（2mあたり）。スクラム後192分に、PORVを手動開放したが、デブリベッド内に冷却ガスは侵入できず、デブリ再昇温・再溶融が進んだ。これにより、溶融プールの拡大が発生した。
• スクラム後200～217分：　高圧注入ポンプが手動で再起動された。スクラム後207分までに、RPV内は満水になった。
• 一方で、冷却水はデブリベッド内にすぐに侵入できず、上部デブリベッドの冷却には約25分要した可能性が考えられている（#不確かさが大きい推定）。デブリはほぼ水没したが、その内部の除熱は十分に行われず、炉心中央で溶融デブリプールがさらに成長した。【図６参照】　
• この時発生した高温水蒸気+水素ガスにより、上部格子が一部溶融したと推定されている（図９）[2,3]。
• FP放出は、デブリの熱的・熱水力的ふるまい、FPの揮発性、バブル形成・結合・移動に支配される。溶融デブリプールからは、FPガスは小さい気泡の結合により放出されるという解析結果となっている。中低揮発性FPはデブリ中に保持されていた。

Phase-4（下部プレナムへのデブリ移行）、スクラム後224～226分

• スクラム後224分：　クラスト層が上部で破断し、溶融デブリ約19トンが短時間（２分間以内）で、下部プレナムに移行した。クラスト層破断のメカニズムは明らかになっていないが、有力な候補として、上部ルースデブリへの冷却水侵入により、上部クラストの上下で圧力差が発生し、溶融デブリプールが加圧された可能性が考えられている。一方で、下部クラストは冷却継続され、強度が維持された。このため、周辺クラスト層が炉心南東部の上の方で破れ、溶融デブリ（燃料成分や制御棒成分を含むセラミックデブリ）の一部がバッフル板に到達した。溶融デブリは、バッフル板を破損し、炉心南東部の燃料集合体の隙間に一部堆積した。さｒに、バッフル板を貫通したデブリは、コアフォーマ領域を通じて下部プレナムに短時間で移行した（1-2分程度と推定）。このデブリ移行は、RPV圧力変動、SPND指示値の急上昇と整合している。SPNDの最初の警報は、P6,R7集合体位置で発報し、次第に他の領域にも広がっていった。
• スクラム後224～226分：　下部プレナムで冷却水と溶融デブリとの相互作用により、移行したデブリは凝固した。一方で、水蒸気・水素発生により、RPV内圧力が上昇した。【第二回目のリロケーション】【図７参照】
• 下部プレナムデブリサンプルの分析値に基づいて、残留FP量が計算され、それに基づいてデブリの崩壊熱解析が行われた[1]。デブリが徐冷されたと仮定すると、デブリと下部ヘッドの相互作用により、約３時間以内に下部ヘッドが大規模破損するという解析結果が得られた。実際には、RPV破損は起きていないため、従来は考慮されていないデブリの冷却メカニズムがあると推定された。この冷却メカニズムは、完全に解明されていないが、有力候補として、デブリ中のクラックを経由した水蒸気上昇流、および、デブリとRPV内壁の隙間に水層が形成されたこと、などが検討された。
• Vessel鋼材サンプルの分析から、RPVヘッドの温度はSSの融点を超えていないと推定された[1]。一方で、ヘッド内にホットスポットが形成されており、ホットスポット位置にあった計装管のノズルは、中間的な高さ位置で、一部で溶融していた。このことから、下部プレナムへのデブリ移行は複数回に分けて発生しており、最初に移行してきたデブリは、ノズルとヘッド内面のライナー層の溶接部分などをヒートシンクにして、すぐに凝固し、クラスト層を形成したのではないかと推定された。次にやってきた溶融デブリにより、ノズルの中間的な高さ位置で破損・溶融が発生したと考えられた。

Phase-5（炉心冷却）、スクラム後226分～15.5時間

• スクラム後224～240分：　RPV内圧上昇し、デブリ移行と水素・水蒸気発生に対応している。
• スクラム後226分以降：　燃料デブリの分布と幾何学形状の変化により、デブリは冷却されやすくなった。高圧注入ポンプにより冷却水供給が継続されるようになった。一方で、RPV下部ヘッドにホットスポットが形成された。ホットスポットでのピーク温度は約1100℃と評価された。その条件が約30分間保持された後、急冷されている。
• スクラム後320～480分：　冷却水供給をあんていかするために、加圧器のブロックバルブが頻繁にオンオフされた。これにより水蒸気が格納容器に放出された。ソースレンジモニターのデータからは、スクラム後230分から15.5時間の期間においても、デブリが少しずつ下部プレナムに移行した可能性が示された。
• スクラム後15時間50分：　一次系冷却ポンプの手動再起動による強制循環が完成した。下部ヘッドにおけるデブリベッドの冷却が十分になされるようになった。冷却水pHが7.5~7.7、ホウ素濃度>4350ppmの条件が維持された。【図８参照】
• 一方で、事故後約３日はデブリ温が730℃以上を維持していた。

リカバリー作業

• Phase-1でのRPV内圧力低下の対策として、冷却水供給流量を30L/sまで増加した。
• スクラム後8分で、蒸気発生器二次系のブロック弁を開け、補助系冷却水を投入した。
• 加圧器の水位指示値が十分にあったため、RPV圧力低下にもかかわらず、冷却水供給を低下させた。
• スクラム後174分から、19分間、2B系ポンプ稼働により、RPV圧力が上昇した。
• スクラム後200分から、17分間、緊急注水系が稼働された。
• スクラム後207分に、RPVが満水に復帰した。
• スクラム後230分くらいまでに、上部ルースデブリベッドが冷却された（冷却水侵入）。
• スクラム後220分に、PORVは再度開放された。
• スクラム後320~480分に、PORVは断続的にオンオフされ、安定な除熱流量を形成する取り組みが行われた。しかし、5時間くらいかけて、安定状態形成の努力がなされたが、RCS系に滞留している水素のため、うまくいかなかった。その次の４時間で、低圧崩壊熱除去系を使っての除熱ルート構築の努力がなされた。この過程で、水素がRCS系から排気された（格納容器内で水素火災が発生する原因となった）。
• スクラム後15.5時間で、水素排出が完了し、安定な除熱システムが形成された。

　これらの事故進展における、デブリふるまいフェーズは、大きく、初期フェーズ、トランジエント、後期フェーズに分類できる[8]。初期フェーズは、炉心・燃料露出により、燃料温度が昇温し、炉心の形状が大きく変化する直前までに相当する。制御棒や燃料棒の一部は崩落開始し、炉心の下の方（冷却水水位の直上あたり）には、初期閉塞が形成されている。トランジエントは、炉心・燃料が崩落し、本来形状が喪失する過程に対応する。炉心の下の方でいったん堆積し、デブリベッドを形成する。後期フェーズは、いったん堆積したデブリがさらに下部プレナムに移行して堆積し、崩壊熱で再昇温・再溶融する過程に対応する。再溶融したデブリにより、RPV破損し、デブリがRPV外に移行すると、RPV外フェーズ（ex-vessel phase）に移行する。

　TMI-2事故の場合、一部溶融した燃料棒や低融点の物質（Zry、SUS、Ag-In-Cdなど）が初期に落下し、炉心下部の水位面近傍で堆積・凝固することによりクラストが形成され、これが坩堝の役割を果たすことで溶融プール形成の起点となったと考えられている。図10に、被覆管部分が主に溶融し燃料ペレットが残留したデブリの写真を示す[2,3]。これは、下部クラストを形成した典型的な物質の一つとして、デブリサンプル分析によって同定されている[9]。

　このようなTMI-2での事故進展に対し、1F事故１～３号機では、いずれも炉心・燃料崩落時に、炉心の有効燃料部に水位を形成していなかった可能性が高い。また、炉心・燃料崩落以降に、デブリが次第に冠水したTMI-2事故と異なり、1F１～３号機では冷却水の水位が低く、炉心支持構造の周辺に維持されていた可能性が高い。これらにより、溶融プールの形成・拡大傾向や、溶融プール周囲のクラスト形成の傾向が異なっていた可能性が考えられる。おそらく、堆積物の底部から冷却水の水位に向けて、急峻な温度勾配を形成していたと推定される。特に、1F２号機では、大規模な溶融プールの形成には至らず、BWRドレナージ型のデブリ崩落や金属デブリの先行溶落が発生していた可能性がある。

参考：TMI-2炉の概要（事故前）

参考：VIPプロジェクト

参考：BWRでの燃料溶融・崩落の概略的な理解

<big>参考：BWRドレナージ型シナリオ

参考：デブリ溶融プールの形成・拡大と酸化度上昇

• 
  図３　スクラム後150分での炉内状況の推定 [2,3]
• 
  図４　スクラム後174分での炉内状況の推定 [2,3]

• 
  図５　スクラム後175～180分の炉内状況の推定 [2,3]
• 
  図６　スクラム後224分での炉内状況の推定 [2,3]

• 
  図７　スクラム後224分（クラスト破損時）の炉内状況の推定 [2,3]
• 
  図８　TMI-2事故炉の最終形態 [2,3]

• 
  図９　上部格子の破損状態 [2,3]
• 
  図10　TMI-2事故で形成された下部クラストサンプルの断面画像 [2,3]

参考文献

[1] J.R. Wolf et al., TMI-2 Vessel Investigation Project Integration Report, NUREG/CR-6197, 1994.

[2] J.M. Broughton, P. Kuan, D.A. Petti, E.L., A scenario of the Three Mile Island Unit 2 accident, Nucl. Technol. 87 (1989) 34-53.

[3] E.L. Tolman, P. Kuan, and J.M. Broughton, TMI-2 accident scenario update, Nucl. Eng. Design 108 (1988) 45-54.

[4] E.L. Tolman, TMI-2 Accident Evaluation Program, EGG-TMI-7048, EG&G Idaho, 1986.

[5] D.J. Osetek, J.M. Broughton, R.R. Hobbins, The TMI-2 accident Evaluation Program, EGG-M-89109, 1989.

[6] 渡会偵祐、井上康、舛田藤夫、TMI-2号機の調査研究成果、日本原子力学会誌解説、32(4) (1990) 338-350.

[7] K. Vinjamuri et al., Preliminary Report, Examination of H8 and B8 Leadscrews from Three Mile Island Unit 2 (TMI-2), EGG-TMI-6685, 1985.

[8] M. Kurata et al., Chapter 14 - Advances in fuel chemistry during a severe accident: Update after Fukushima Daiichi Nuclear Power Station (FDNPS) accident, in Advances in Nuclear Fuel Chemistry, edited by M. Piro, pp. 555-625 (2020), Woodhead Publishing Series in Energy.

[9] D.W. Akers et al., TMI-2 Core Bore Examinations, GEND-INF-092, vol 1 and 2,1990.