0 0 6   UTR‑B の 仮 想 事 故 解 析

資 料

0 0 6   UTR‑B の 仮 想 事 故 解 析

三 木 良 太 ， 河 合 虞

j

中 村 勝 一 ， 本 田 嘉 秀

Hazard A n a l y s i s  o f  Modified K i n k i   U u i v e r s i t y  R e a c t o r  

by Ryota MIM ，I Hiroshi KA W AI， Yoshihide HONDA  and Katsuichi NAKAMURA 

(Recieved 31

， 

October

， 

1973) 

On October 12， 1973， the modifications  of Kinki University  Reactor， UTR， were per‑ mitted by the  ]apanese Government.  The modifications include  (1)  increase of thermal  power， from 0.1 W to  1 W， (2)  change of maximum excess reactivity， from 0.25~ち δkjk to  0.5%δkjk， and  (3)  installation of  the some experimental  facilities.  Hazard analysis of  the maximum credible accident of  the modified Kinki University Reactor are presented. 

1 .   ま え カ

t

き

本学原子力研究所の教育・訓練用原子炉UTR(熱 出力O.lW)は，昭和36年11月に臨界到達以来，理工 学部原子炉工学科学生の教育・実習を中心に，関連す る基礎的研究に利用されてきたが，今回熱出力を1W l乙上昇すると共に，最大過剰反応度を0.5%dkjkに 変更，また実験用設備として炉心上蓋の一部に照射用 可動プラグを設けて，原子炉利用上の制約を除き，原 子炉を一層効果的に活用するため，原子炉設置変更許 可申請を行ない，昭和48年10月12日付で内閣総理大臣 から許可された。以下の資料は，変更許可申請書の添 付書類として提出した仮想事故解析および災害評価の 内容である。

2. 

安 全 評 価

故以外にはないが，仮に機器の故障あるいは誤操作で 出力が規定値よりある程度上昇することを想定しで も，ウランアノレミ合金燃料中に生成した核分裂生成物 は，アノレミ被覆でおさえられて外部へ漏洩する乙とは ない。従って想定事故としてはこの漏洩をも考慮した 次項の仮想、事故について検討する乙ととし，特に重大 事故を区別して取扱わない。

2

・

2

仮 想 事 故 2・2・1 仮想事故の想定

本原子炉の安全性は，最終的には原子炉格納施設に よって保証されている。この原子炉格納施設設計の基 礎となる最もきびしい事故は仮想、事故である。乙乙で は乙れを想定して原子炉施設の安全性を確認すると共 に，周辺公衆への災害を評価する。

2 • 2・2 仮想、事故の解析

本原子炉は燃料タンクが 2個に分れている 2分割炉

2

・

1

重 大 事 故 心であるので，動特性の計算には結合炉としての取扱 重大事故とは「原子炉立地審査指針」に準拠し，原 いをする。

子炉の特性，工学的安全防護施設などの信頼性，敷地 2個の燃料タンクの間にある黒鉛反射体の厚さが比 周辺の事象などを考慮し，技術的見地からみて最悪の 較的厚い(約46cm)ので，乙の2つの部分の結合は 場合には起るかも知れないと考えられる事故で，乙れ 極めて弱く，片方の燃料タンクを用いたときの未臨界 を想定し評価を行なうことになっている。 度は0.5，.....，，1.0%程度と考えられ，また片方の燃料タン 本原子炉で重大事故として考えられるのは反応度事 クにおける中性子東変化が，他方の燃料タンクに影響

を与えるまでの時間的遅れは， 1，.....，10msec程度と推 定される。

炉心は自然対流軽水冷却であるので，燃料から冷却 材への熱伝達係数hとして

h = 0.00679 (ムT)O.25 を用いる。

炉心のホットスポットフアクターの実測値は1.53で あるので，初期温度20⁰Cの炉心を仮定したとき，平 均燃料温度が50⁰C上昇した場合に， 燃料表面で局所 的な核沸騰をはじめるものと考えられる。その領域 は，平均燃料温度の関数として図式的に求めることが できる。また沸騰領域での沸騰熱伝達は， McAdams  の実験曲線を用いるととにした。乙れらにより等価的 な沸騰熱流東は，平均燃料温度と沸騰を開始するとき の平均燃料表面温度 (Tfo: super heat分を含む) の関数として近似的に次の式で与えられる。

ただし

q二 h'(Tf‑Tfo) 

h' = 0.3 (55⁰C豆Tfく60⁰C) 二1.0 (60⁰C三五Tfく65⁰C)

=4.0 (65⁰C孟Tf)

また自然対流による冷却材からの熱除去の平均値 は，次の式で近似的に与えられる。

Q=Cc

・

Co{Tc‑Tc (t‑，，)} 2 

ここでCoは冷却材温度より対流速度を導く係数で あり， Ccは冷却材熱容量， Tc (tーのは T時間前の 冷却材平均温度である。

温度係数は実測によりー0.00008ak

; a

Cであること が認められているが，この配分として減速材である軽 水の膨脹による温度係数を ‑0.00007δk

; a

C，また燃 料の温度係数を‑0，00001ak

; a

Cとする。また燃料タ ンク内の気泡係数は‑0.0018akj必voidである。 (2 分割された燃料タンク間の結合が非常に弱いので，

乙れらの係数は，それぞれの分割炉心に対して独立に 同じ値をもっとしても計算結果にはほとんど影響しな い〉。即発中性子の平均寿命は1.35x 10‑⁴secである。

以上の条件の下で， 0.5必δk/kの反応度が片側の 燃料タンクにステップ状に印加されたときの動特性の 計算を行なう。

初期冷却材入口温度を20⁰Cとし， 乙れを0に規格 化する。

Tc  冷却材出口温度 Tc (tーの 冷却材入口温度

燃料温度分布 {Tf‑Tc(tーの}二const 燃料平均温度 Tc リーの+Tf‑Tc(tーの

近畿大学原子力研究所年報

90 

燃料最高温度 Tf‑Tc(tーのxfs+Tc(tーの 90 (̲̲  ̲..  . 351 

= 毘 i . .

^{Tf‑Tc(tーの}

o o i

18 ( ワ1

= 百 i . .

Tf‑Tc(tーの会}

{Tf ‑Tc‑(t‑，，) x

長

}>90すなわち 18rrn~ 7) 

ilJTf‑Tc(tーの×忌

i > 5 5

で沸騰開始 冷却材平均温度 {Tc+Tc (tーの}x 

y 2  

Cc~~.Ic+Tc (tーの

l

dtl  2 

J  一

Cc dTc，Cc  dTc (t‑，，) 

‑2

⁰ (itT玄‑‑‑‑crr EE dTC，Cc‑Tc‑Tc (tーの

‑ 2  ‑dt • 2 ‑ " 

件核動特性方程式は次のようになる。

d百=‑‑‑''l~--n1一δk1+ak'ーβ^，.....nr+ 1)λiC

I r + 字

3₂ dn?  dk空‑8 山

百三=こかどn2十ZλiCiz+i~ S1 

，dS2 門

，，' dt一 二n2‑¥:)2 TYdSl‑n  S df‑

1 l

_{1‑ 01} 

dCir一βi

一一一_{dt  ‑}，‑₁;:;;_*'n_"

ー ，

_1‑"'λ_'i_‑C_'i_"1

，

 

dCiz 一β ， ~r~

dt‑

I * 1 l

2‑A1v 12 

熱流力方程式

戸中f1 '-(rn~ Tc1+Tc1 (tーの

I

Cf

ず二

K(n1ー l)‑htTfr ^{.Lv l .  .L;l¥.C‑'} 

  J }

‑h

r ' {

Tf1‑Tω‑4‑

寸

dTc1 (')1̲ (rn^J>  TC1十TC1(tーの

l

Cc c----cIt =~nt 1I1-u ~+q=2h~ Tf1

内 }

2  ⁰ 

J  一

ccfICl

ー で

^l(

日)

+2h

r ' { 官

1‑Tc1(t

ー必一寸

‑2C

吋

^{TC1‑T州 一 心}

r

A

巾 ! i

‑ldnn̲1

i ̲ h f

^'T'f2̲Ic2+T句(tーの

l

cfIE2二 k(n2‑1)

ー

^{htTf2 .LLo2. L.;2I..C‑T}

J   )

‑h2'{ Tf2‑Tc2 (t‑，，) 

l s ‑ 寸

A巾内 ( rn1'  TC2 + TC2 ( tーの1 CcU~~2=2h~Tf2 一円}dt  ‑'‑''"l.L.L² ヌ ^j

一

^{cc{I匂‑T;2Ltーの}

十 町{ThーT ω ‑ 4 ‑

寸

‑2CcCc {TC2‑:" TC2 (tーの}2 

戸b F D F D

戸D

F b R U F h d

即u

﹀=

︿¥ /一 一く

7一

回

7一 回

T T  

円l v

円LM

T T  

r H r

リ

T T  

h1'二0.3 h₁'二0.0 h2'=0.3  hl=O.O  TC1

く

80⁰C

ム

V1勿=h1

訂 吋

^l

べ

^''{Tf1一T ω一 仏 一 臼

×2 2 4 0 0 2 1   一一一一一×一一 一一一x100 539x 18x 100 x O. 953x  TC2

く

'80⁰C

ム

¥T2必=lI2'{Tf2‑ T ω ‑ d ‑

寸

22400.  2  1 

×毘百支T8x罰百×在百

3 3

^x100

TCl注80⁰C

r 

^1‑.

f

rr‑.c  TCl十TCl(t

ー の

1 ムV必 =\h~Tfl ー 2 '/} 

一字{豆乙亨止金)

十h

l ' {

^Tfl‑TCl(t

^{ーの長一寸}

一

CcC

中

CI‑T

州ーの Y J

22400  1  58.42  x539支T8x_江古3^x_{ヲ 子}x100 TC2尋問。C

r 

^L 

f 

rr‑.c  .Tc2+Tc2 (t

ー の 1 ム

¥T2勿=1hiTf2 ー i~V  " j  

j 

‑C2CF~:C1-32hl}

十h2'{Tf2‑T ω ‑ 4

一 日 )

一

CCCO{TC2‑TC2(t

ー の Y J

22400  1  58.42  ~^^

可 否 可B^x日 '53^{xヲ平一×山J}

ム

H1=0.0014x2.97x104 

x H

中

^f1ーTCl+31(

山)

_~o{ICl-

で

¹⁽

^日}

+ h1'{Tf1‑TCl (t‑1') 

f s ‑ 寸

一

^CcC

中

^{CI‑Tcl(tーめ}2X}

品]

^dt 

ム

H2= 0.0014 x 2:97 x 104  x H

中

f2‑TC2+32(t

ーの)

一割

^{TC2-T~2(t-1')}}

+h2'{Tf2‑TC2 (t‑'1

) f s ‑ _寸

一

^CcC

中

^C2‑Tc2(

^日 Y x _{品 J}

^dt 

δk1^二δklO‑K{IC

け な

¹

^(日}

‑K2Tf1‑K3

ム

¥Tl(必^)...:..K4

ム

H1 δk2=a klO‑K1{IC2+32h2} 

‑K2Tf2‑K3

ム

¥T2(%)‑K4

ム

H2 7こだし

n _1> n2  系1， 2の 中 性 子 密 度

Ch， Ci2  系 1， 2の遅発中性子先行核密度 Tf1> Tf2  系L2の燃料体平均温度 TC_1> Tcz  系L2の 冷 却 材 平 均 温 度

1"  系1の 変 化 の 系2へ の 影 響 の お くれ時間

h  熱 伝 達 係 数(caljcm²

・

^sec

・

^deg)

h/  沸 騰 熱 伝 達 係 数

(ca1jcm^{2 •} sec 

・

^deg

コ

Cf  燃 料 体 熱 容 量 (ca1jcm^2• deg)  Cc  _{冷却材熱容量 (caljcm}2 •deg) 

K1  反応度温度係数(減速材)

K2  反応度温度係数(燃料材〉

K3  燃料タンク内におけるvoid係 数 K4  冷 却 材 水 高 と 反 応 度 の 関 係 を 示

す 係 数 K  熱 発 生 係 数

T  冷却材おくれ時間

(J1二 (J2^二δk10 未 臨 界 度 δk'  印 加 反 応 度

v  気 泡 上 昇 速 度 とする

〆について0.001，O，Ol(sec)，δk_{lOについてー}0.005，

‑0.01をとり， FACOM 270/20‑30および230/45 により，これらの組合せ4覆の計算を行なった。

計算に使用した数値は次のとおりである。

1*  1. 0 X 10‑4 sec 

K1  7. Ox 10‑⁵ak;OC  実 測 値 よ り 推 定 K2  1.0x10^一切k/oC 向 上 K3  1. 8x 10‑3δk/_勿void 実 験 値 K4  1. Ox 10‑5  _{実 測 値}

h  0.00679(ム^T)0.25ca1jcm2.sec

・

^deg計 算 値

f

rr‑.c  Tc‑Tc (t

ー の 1

^0.25

= O. 00679~ Tfー

i

^V

^{" / j}  

h'  0.3(55⁰Cく^Tfく⁶⁰⁰⁾ 4.0(65⁰C孟Tf)

図式計算による近似値(若林:原子 力 学 会 誌 vol. 3， No. 1 (1961)) 

‑ 35

4.0(65⁰C豆Tf)

Cf  0.117 caljcm² • deg  計算値 Cc  O. 953caljcm² • deg 向 上 K  4.06 x 10‑⁶caljcm² • sec 向 上 β  0.0065  文献値

β0.001001  β0.003867  β0.001632  λ1.566  λ0.202  λ0.0259 

"  10 (sec)  自然対流速度より計算 v  100 (cmjsec) 

Co  0.00001 

以上の計算の計果，

， ， ' 二

0.001secと0.01secの場 合，ほぼ同様な出力変化を示した。最大熱出力は，未 臨界度の小さい -0.005 の場合の方が 10""20~ち大きい 値を示した。

， ， '   = 

O. 01 sec， 

a 

klO 

= 

‑0.005の場合の計算結果を 図 1 に示す。すなわち 0.5~ち δkjk の反応度が 1W で 運転中原子炉にステップ状に印加され，あらゆる安全 出力

W W

Fs

︑

••

c 

温度上昇分向

1 0

⁵ 

104'^，  10 

1 

斗O、1

10'  0.01 

100  200  300  400  500  時間(蹴) 図

1

仮想事故時の出力変化

0.001 

近畿大学原子力研究所年報

装置がかりに全く作動しなかったと仮定した場合で も，ペリオドは約6r‑.J7秒で比較的ゆっくり出力上昇 を行ない，最高約287kwに約96秒後に到達する。ま た燃料平均温度上昇も約65⁰

C

にとどまり，以後は内 部フィードパック効果および燃料表面における局所的 核沸騰のために出力は漸減し， 700sec後にl Wとな り，その後，出力はさらに減少する。発生総エネルギ ーは約14.8MW.secである。

以上の仮想、事故の解析によって，原子炉の固有の安 全性が極めて大きい乙とが明らかである。

2

・

²

・

^{3 災害評価}

(1)  被ばく線量の計算条件

上記の仮想、事故による本原子炉敷地周辺における被 ばく線量を次に示す条件を用いて計算する。

(a)  上記の出力逸走lとより燃料中に生成した核分裂生 成物の核燃料板表面からの放出は起り得ないが，仮 に何等かの原因で燃料被覆の欠損が起り核分裂生成

物の 1~ちが放出される。

(b) 放出された核分裂生成物のうち希ガスは 100~ち，

ハロゲンもフィノレター効果を無視して100%排気筒 から放出される。固体はわずか燃料から放出されて も減速水中にすべて捕獲される。

希ガスとしては133Xe，135Xeを，ハロゲンとして は131，113 2，1133 Iを考える。

(0)  排気筒の開口部は地上から16mあるが，これの 有効高さも16mとする。

(d)  気象に関する評価は

r

原子炉安全解析のための 気象の手引」に従った。

(e)  放出高さにおける風速は， NE 方向で97~話をカパ ーする有効拡散風速を採用し， 1. 7mjsecとする。

(f)  英国気象局方式による大気安定度をA とする。

(通常，スタックのない場合は大気安定度をF，ス タックのある場合は大気安定度をAとして計算を行 なうが，本原子炉施設の排気筒の関口部は地上16m であるので，大気安定度をAおよびFの双方の場合 について計算した結果，大気安定度Aの方が大きな 風下地表最大濃度を示したので，安全側を採用し，

大気安定度をAとした。〉

(g) 風向は最多方向N Eで

sw

方向へ吹く。

(h)  地上16m高排気筒から放出されるガスの放射能の 割合が1Cijhr， 風 速1.Omjsec， 大気安定度Aの 場合，原子炉から70mの周辺監視区域境界の住宅の 点で，風下地表最大濃度は約2.1x 1O‑⁷Cijm³であ る。〈英国法による濃度分布計算図，JAERI‑1101)  (i)  原子炉から放出されたガス状核分裂生成物は一旦

表

1

核 種 1331 

放出量 μCi/cm²• neutron  5 X 10‑16 

表

2

核 種 1331 

放射性ガス放出量 (mCi)  0.38 

核

表 3

種 1321  1331 

全身被ばく実効エネJレギー (Mev) 

説 話 一 日

0 .

一0 .

一0

表

4

核 種 133Xe  135Xe  1311  1321  133I 

0.5Mev 換算数

β

線¥

0.02x10‑3  ¥ 1.91 x10‑3  ¥ 0.008xlO‑3  ¥ 0.128x 10‑3 

I 

0. 33x 10‑3  γ 線

I

0. 007x 10‑3 

I 

0.9x10‑3 10. 0105x 10‑3 

I 

O. 067x 10‑3 

I 

0.27xlO‑3  0伽 X10‑3 

I コ 戸

^0‑3

I 

0.0185 X 10‑3 

! o . 雨 戸

^{O.60x 10‑3} 

計

炉室内にひろがり，排風機により20分足らずで排気 るので，上記放出量に燃料板の表面積(1.2x 10⁵cm2) 

筒から排出されるが，一応1時間ですべて排出しっ と中性子フルーエンス(1.48x1014n/cmり を か け て

くすとする0・ 表面からの放出量を求めた。ただし上記の値は照射後

0 )  

また地域住民の上記ガス吸入時間も1時間とす 44時間値であるので出力最大時96秒まで減表補正をし

る。 7こ*。

(2)評価方法 これら燃料材表面から放出される放射性ガスは0.5 計算の基礎として，橋本氏論文「ウラン・アルミニ mm厚アルミ被覆から1必洩れて炉室にひろがり排気 ウム合金およびウラン金属板表面から放出される核分 筒から排出されると仮定するから， Xe，1の施設外へ 裂生成物およびウラン量の測定

J

(Radioisotopes，  の放出量は表2のようになる。

21. No.ll， 15 (1972))中のデータを利用した。乙れ 次にXeおよびIの実効エネノレギーを表3ζi示す。

はウラン・アノレミニウム合金板に中性子を照射して生 乙れによりXeおよび Iの 0.5Mev等価Ci数を計 成する核分裂生成物の量を測定した実験である。すな 算すると表4のようになる。(全身被ばくの場合〉

わ ら 試 料 は93.2完投濃縮ウランとアノレミニウムが1: 

4の割合の合金を京大炉 (5MW)で照射した場合，

燃料材表面から放出される放射性ガスは表

U

C:示す通 りであった。(照射後44時間値〉

また，放出量は試料の表面積に比例することがわか

表

5

全

0.28xlO‑5 Ci  0.1u2x 10‑3 Ci  0.;126 x 10‑3 Ci  量

一 量

算一算換‑換

の一 の

った。 1311  量

本原子炉の燃料は，上記試料と組成が近似してお り，すなわち90必濃縮ウランと，アルミニウムが1: 

4の割合の合金がアルミニウム中に分散した構造であ

申 減 衰 補 正 は 各 核 種 の 半 減 期 (1321のみは親核種 132Teの半減期〉を用いた。

近畿大学原子力研究所年報

表 6

地 表 濃 度 (Cijm3) 

全 身 被 ば く 甲状腺被ばく

核 種 133Xe  135Xe  1311  132I  133I  全 131I  β  _事事 0.025 X 10‑10  2 W 2 0 1 0^山 10

1.11 X 10‑¹⁰  1 0.013 X 1.0‑10  1 0.083 x 10‑^10.₁ 0.33 x 10‑10  0.156 X 10‑10  γ  線 0.0098 X 10‑¹⁰ 

表 7

核 種 133Xe  135Xe  131I  132I  1331  計

β  線

… ^{8 i o}

^{即 10‑8 13.3x 10‑8} 

γ  宗る O. 049x 10‑⁸  5.5 X 10‑⁸ 1 0.065 X 10‑⁸  _0.42x 10‑⁸  1. 65 X 10‑⁸  7. 7x 10‑⁸ 

また132I，1331，の131I換算量(甲状腺線被ぱくの場 合〉は表 5のようになる。

つぎに気象条件として「原子炉安全解析のための気 象の手引

J

²⁾にしたがい，放出高16m~とおける風速は d累積頻度表(大阪管区気象台のデータより作製)よ り読みとり，最多風向 NE!乙対して97必に相当する 1. 7mjsecとする。

「英国法による濃度分布計集図

J

^{3)によれば16m}高 排気筒から放出率ρijhr，風速jmjsec，安定度Aの 場合風下70m(炉心から南側監視区域境界で最近接人 家までの距離)地点の地上濃度は約2.1

x 

^10‑7Cijm³  である。これは同条件で安定度Fの場合の最大濃度よ

りも大きいので安全側をとりAの場合で計算した。

その結果，各核種につき，風速 1.7 mjsecのとき1 時間で排気筒から放出されると風下70m地点の地表 濃度 (Cijcm3)は表6^{のようになる。}

全身被ぱくをサブマーションモデルで評価するの。

γ_線 Dγ二1.0x103EγCγ(remjhr) ここに

Er:

^γ線実効エネノレギー (0.5Mev) 

Cγ:濃度(Cijm3)

β_線 Dβ二0.25EβCβ

ここにEβ:β線実効エネノレギー (0.5Mev) Cβ:時間積分濃度 (Ci

・

^secjm3)

乙れらの式で全身被ばく線量 (rem)を計算すると 表7のようになる。

つぎに¹³¹1による甲状腺被ばく線量D (rem)は l 時間当り

D=~EF(QF)n‑ 1.69x103m・λ^Cvf  X602  で表わされる。ここに

.EEF(QF)n : 1311実効エネノレギー 0.23Mev

C  : 1311空気中濃度 0.156x 10‑10Cijm3  :単位時間当り空気摂取量(成人)

347mljsec  :とりこまれた量のうち甲状腺に達す

る割合 0.3 

:甲状腺質量(成人)20g 

v 

f 

ロ1

0.693 

λ ‑

‑ ‑ ‑ ‑ r r ‑' 

^{T :実効半減期 7.6d} 

また国民遺伝線量の目安として半径10km内の人口 2. 97x 106をとり man

・

^{rem値を計算した。}

(3)結 果

以土の結果をまとめると表8のようになる。

表 8

仮 想 事 故 被 ば く

￨計算値￨立地指針 甲 状 腺 被 ば く ￨ 成 人 138xlO‑51 300 

小 児 115x10‑51150  個人の全身被ばく ￨β  線

114x10‑⁸ 

卜一一 25

(rem)γ _線

I

^8xlO‑8 

集 団 の 全 身 被 ば_(ma

< I 

0.7 

I 

2 x 

1 0

⁶ 

九‑rem)

注:小児の甲状腺被ばくは大人の 4倍とした。

(rem) 

上記のように仮想事故被ばくは立地指針よりはるか に少ない。

(4) 直接ガンマ線による被ばく

(a)  仮想事故時において炉心からの最短距離にある周 辺監視区域東側境界(炉心より30m)および最短の 民家のある南側境界(炉心より70m)における直接

︒ ︒

ガンマ線およびスカイシヤインによる被ぱくを評価 する。

1 fission当り発生するガンマ線エネノレギーはfis‑ sionーγ，decay γ， neutron capture γ合わせて 約20Me， ¥1 1 W ‑sec二 3.1X 101₀ fissionsで あ り，仮想事故時に発生するエネルギー14.8MWatt secであるから発生総エネノレギーはこれらの積9.18 x1018Mev になる。ガンマ線平均エネノレギーを大 略1.5Mevとしてphoton数6.12x1018_が求めら れる。炉心から Xcmの距離における線量D(R)は

3.78x108  D  X2  K 

しゃへいタンク〈水厚135cmとする)とコンクリー ト壁 (20cm厚)による吸収を考慮しで，東側境界 (炉心より30m)では， 1. 54mR， 南側境界(炉心 より70m)では0.28mRが求められる。

(b)  スカイシヤインによる被ばく線量は以下のように して求められる5)。

上蓋しゃへい (45.7cm厚コンクリート〉による 1.5Mevγ線の減衰を考慮して上蓋を通ってでる photon数は2.39x 101_{6である。}

スカイジヤインの強さは次式で表わされる。

NSω(drl ¥ ψ 2 ψ 1   ご京支¥dQ)Cψ2ーψ1)(π2一玄一件1)

photons  cm² 

図

2

乙乙に N:空気1cm³中の電子数 S:線源の強さ

x 線源(炉心〉から観測者までの距離 ω xを軸として部屋の天井をのぞむ角

( お )

:散乱微分断面積

これにより東側境界(炉心より 30m)点における線 量は0.77mR，南側境界(炉心より 70m)点におけ

る線量は0.40mRと計算される。

以上合計すると 東側境界:2.3mR  南側境外:0.7mR  となる。

(5)  コントロール室における被ばく

0.1W運転時におけるコントローJレ室東側における 線量率は約4.6μRjhである。 乙れをもとにして炉逸 走の場合の放出エネノレギー14.8 MW‑secから同地点 の被ばく量を計算すると約0.19Rになる。

文 献

1)体内放射線の許容量に関する専門委員会Eの報告 (1956) ICRPシリーズ 2.

2)原子炉安全基準専門部会報告書(1965年11月2日) 3) ]AERI‑l101 

4) ]AERIー5003

5) Richard Stephanson: Introduction to Nu‑

c1ear Engineering (1958) p.196，......，217.  おわりに仮想事故の解析および計算に関し，懇切な 御指導と御協力を戴いた京都大学原子エネノレギー研究 所若林二郎教授と星野力助教授に厚く謝意を表しま す。

1972.4"‑'1973.3

原子力研究所行事表

原 子 炉 見 学 14件 300人

原子炉一般公開 1972年10月27，28日 約 600人 検 査 関 係

1973.  2.  7  IAEA査察 1973.  3.  16  臨時立入検査

(科学技術庁原子力局〉

1973.  3.  28  炉定期検査( 11  ) 

原子炉共同利用

1972年7月12.，.....，14日 大阪大学学生実験 1973年3月6...12日 H 年間原子炉運転時間 (1972.1，......，1972. 12) 

￨ 延 時 間 ￨ 延 日 数 原子炉工学科学生実験

一般利用 学内

学外(阪大学生実習) 保 守

411/ 

311 61/  8711 

37日

β、

I=l  計 397 11 

許可 1972年9月13日 核燃料物質の使用変更許可 火災訓練 1972年11月21日

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