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JAFRI-M—93-096
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Japan Atomic Energy Research Institute
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93・096
:¥LPHA計画の溶融物冷却材相丘作用試験で
用いるテルミットの比熱及び温度の評価
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丸山 結・山主i 会[;r:・伊藤秀司t・'J、森監-
l会l部久夫・八木1;組理一・杉本 純
日本原子力研究所
Japan Atomic Energy Reseαrch Institute
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JAKKI-M reports are issued irregularly Inquiries about availability of the reports should be addressed to Information Division.
Department of Technical Information. Japan Atomic hnergy Research Institute, Tokai-nmra, Naka-gun. Ibaraki-ken 319-1 I. Japan.
Japan Alnmic Knor > Research Institute. 1993
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Inquiries ahout a可3llabilityof thc rcports should he aJdrcsseJ to Informationυ山・ision.
Dcpartll1cnt of Te.:hnical Information. Japan ;、tOll1i，:I'ncrgy Rcsearch Institute. Tokai.
mura. ~aka.思Jn.lharaki-kcn 319-11. Japan
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JAERI-M 93-096
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I
JAERI-M 93-096
ALPHA計画の溶融物冷却材相互作用試験で用いる
テルミットの比熱及び温度の評価
日本原子力研究所東海研究所燃料安全工学部
丸山 結・山野憲洋・伊藤秀雄・小森慶一
層部久夫・八木岡隆一・杉本 鈍
(}993年3月10日受理)
ALPHA (事故時務納容器挙動試験)計画は，軽水炉のシビアアクシデント時において.格
納容器に加わる負荷と格納容器からのリークを定量的に評価することを目的としている。 ALP
HA計画の試験項目の lつである溶融物冷却材相互作用試験では，酸化鉄とアルミニウムとのテ
ルミット反応により生成される溶融物を用いている。溶融物冷却材相E作用試験で発生する水藁
気爆発の熱エネルギーから機械エネルギーへの変換効率の検討等に貸するため，溶融したテルミ
ットの比熱及び表面温度を評価した。その結果，比熱は約lOOOJ/(kg'K). 表面温度は反応終了
直後において約2700K.反応開始から30秒経過した時点で約2500Kであった。本評価から得られた
比熱は，テルミット製作メーカーから入手したテルミット反応生成物(主に鉄と酸化アルミニウ
ム)の高温時参考データと反応生成物の混合割合から推定した値.約9印J/(kg.K)とほぼ一致し
-，~。
東海研究所:〒319-11 ~庭域県那珂郡東海村白方字白銀 2 -4
JAERI-M 93-096
Evaluation of Specific Heat and Temperature of Thermite Used in Melt Coolant Interaction Test in ALPHA Program
Yu MARUYAMA, Norihiro YAMANO, Hideo ITO Keiichi K0M0RI, Hisao SONOBE, Ryuichi YAGIOKA
and Jun SUGIM0T0
Department of Fuel Safety Research Tokai Research Establishment
Japan Atomic Energy Research Institute Tokai-mura, Naka-gun, Ibaraki-ken
(Received March 10, 1993)
Objectives of ALPHA (Assessment of Loads and Performance of a Containment in a Hypothetical Accident) program are to investigate loads imposed on a containment vessel, and to quantify leak characteristics through the containment during a severe accident of a light water reactor. High temperature melt generated by the thermite reaction between iron oxides and aluminum has been used in the melt coolant interaction test in ALPHA program. Specific heat and temperature at melt surface were evaluated in order to estimate the conversion ratio from thermal to mechanical energy in the event of a steam explosion occurred in the melt coolant interaction test. The evaluated specific heat was about 1000 J/ (kg'K), which was close to a calculated value of 960 J/(kg*K) based on the melt composition and material properties at high temperature obtained through the manufacture of thermite. It was found that the surface temperature was about 2700 K immediately after completion of the thermite reaction and it was about 2500 K at 30 seconds after initiation of the thermite reaction.
Keywords: ALPHA Program, Melt Coolant Interaction, Thermite, Specific Heat, Temperature, Conversion Ratio, Steam Explosion, Containment, Severe Accident
II
JAERI-M 93-096
Evaluation of Specific Heat and Temperature of Thermite
Used in Melt Coolant Interaction Test in ALPHA Program
Yu MARUYAMA. Norihiro YAMANO. Hideo ITO
Keiichi KOMORI. Hisao SONOBE. Ryuichi YAGIOKA
and Jun SUGIMOTO
Department of Fuel Safety Research
Tokai Research Establishment
Japan Atomic Energy Research Institute
Tokai-mura. Naka-gun. Ibaraki-ken
(Received March 10. 1993)
Objectives of ALPHA (Assessment of Loads and Performance of a Con-
tainment in a Hypothetical Accident) program are to investigate loads
imposed on a containment vessel. and to quantify leak characteristics
through the containment during a severe accident of a light water reactor.
High temperature melt generated by the thermite reaction between iron
oxides and aluminum has been used in the melt coolant interaction test
in ALPHA program. Specific heat and temperature at melt surface were
evaluated in order to estimate the conversion ratio from thermal to
mechanical energy in the event of a steam explosion occurred in the melt
coolant interaction test. The evaluated specific heat was about 1000 JI
(kgoK)， which was close to a calculated value of 960 J/(kgoK) based on the
melt composition and material properties at high temperature obtained
through the manufacture of thermite. It was found that the surface
temperature was about 2700 K immediately after completion of the thermite
reaction and it was about 2500 K at 30 seconds after initiation of the
thermite reaction.
Keywords: ALPHA Program. Melt Coolant Interaction. Thermite. Specific
Heat， Temperature， Conversion Ratio. Steam Explosion.
Containment， Severe Accident
11
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iii
1. はじめに
Z 溶融テルミットの表面温度調定
2.1 測定方法
JAERI-M 93-096
目 次
2.2 測定結果及び考察 ...・H ・..…………………H ・H ・H ・H ・-…H ・H ・-…H ・H ・……………… 2
& 溶融テルミットの比熱評価 …………………………………………………………………… 2
3.1 評価方法 …… H ・H ・… H ・H ・...・H ・....・H ・...………...・H ・..………………………………… 2
3.2 評価結果及び考察 ………..............…H ・H ・-………H ・H ・……………………………・・ 3
3.2. 1 評価結果 …H ・H ・...…………………………………………H ・H ・………H ・H ・……... 3
&乙 2 水蒸気発生に起因する誤差の評価 ………………………………………………… 4
3.2.3 放射による放熱量の評価 ………………………………………H ・H ・-…………… 6
4. おわりに …………………………...・H ・..… H ・H ・…...・H ・..…………………………………… 7
謝辞 … … … H ・H ・.....・H ・.....・H ・………………………...・H ・..… H ・H ・.....・H ・H ・H ・-………… 7
参考文献 H ・H ・-………………...・H ・..……………………………………H ・H ・-…H ・H ・-…H ・H ・7
付録 l 水中におけるテルミット電熱面積の額算 ………………………H ・H ・………………… 12
付録2 水中における熱伝達率の評価 …………‘.....・H ・-……………………………………..13
付録3 テルミットの入水速度及び水中における終末速度の評価 …………………………… 15
111
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Contents
1. Introduction 1 2. Measurement of Surface Temperature of Thermite 1 2.1 Measurement Method 1 2.2 Results and Discussion 2
3. Evaluation of Specific Heat of Thermite 2 3.1 Evaluation Method 2 3.2 Results and Discussion 3 3.2.1 Results 3 3.2.2 Error Estimation due to Steam Generation 4 3.2.3 Estimation of Radiation Heat Loss 6
4. Concluding Remarks 7 Acknowledgement 7 References 7 Appendix 1 Rough Estimation of Heat Transfer Area of Thermite
in Water Pool 12 Appendix 2 Evaluation of Heat Transfer Coefficient in Water Pool ... 13 Appendix 3 Evaluation of Entrance Velocity of Thermite at Water
Surface and Terminal Velocity in Water Pool 15
IV
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Contents
1. Introduction. • • • • • • . • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • 1
2. Measurement of Surface Te:mperature of Thermite •••••••••••••••••• 1
2.1 Measurement Method ••••••••••••••••••.•••••••••••••••••••••••• 1
2.2 Results and Discussion ••••••••••••.•••••••••••••••••••••••••• 2
3. Evaluation of Specific Heat of Thermite ••••.•••••••••••••••••••• 2
3.1 Evaluation Method •••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••• 2
3.2 Results and Discussion •••••••••••••.••••••••••••••••••••••••• 3
3.2.1 Results.................................................. 3
3.2.2 Error Estimation due to Steam Generation •••••.•..•••••••• 4
3.2.3 Estimation of Radiation Heat Loss •••••••••••••••••••••••• 6
4. Concluding Remarks ...•.•...•••••.••••••••••.••••••••••••••.••••• 7
Acknowledgement ......".."..".."".."""""""...."."".""."...""....."""" 7
References .•.•••••••..•••••••••••••••••••.•••••.••.••••••••••••••••. 7
Appendix 1 Rough Estimation of Heat Transfer Area of Thermite
in Water Pool •••••••••••••••••••••••••••••••••.••••••••• 12
Appendix 2 Evaluation of Heat Transfer Coefficient in Water Pool ••• 13
Appendix 3 Evaluation of Entrance Velocity of Thermite at Water
Surface and Terminal Velocity in Water Pool ••••••••••••• 15
•
IV
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1. (i U a6 K
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- 1 -
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1. はじめに
原研では、平成2年9月に策定された安全研究年次計画叫こ基づき、事故時格納容器挙動試験
(ALPHA : Assessment of Loads 岨 dPerformance of a白 ntainment泊 aHypothetical
Accident)計画勾を実施している。本計画の目的は、軽水炉のシビアアクシデント時に格納容器に加
わる熱負荷、圧力負荷、格納容器貫通部からのリーク挙動、格納容器内エアロゾル挙動を明らかに
することである。
この目的を達成するため、図1に示すシビアアクシデント時に格納容器内で生じる主要な現象の
うち以下の4項目の試験を実施し、シビアアクシデント時の格納容器健全性を評価するための知見
を得るとともに、アクシデントマネージメント対策の定量的な検討に資することとしている。
1)貫通部リーク定量化試験
2)溶融物冷却材相E作用試験
3)溶融物コンクリート相互作用試験
4)エアロゾル挙動試験
上記試験項目のうち溶融物冷却材相互作用試験では、高温の溶融炉心が冷却材と接触した場合に
生じる現象と溶融炉心の冷却性を明らかにすることを目的に、溶融物を冷却水中に落下させる溶融
物落下水蒸気爆発実験3)及び溶融物上に冷却水を供給する溶融物冷却性実験4)を実施してL唱。
高温の溶融炉心と冷却材が接触すると水蒸気爆発と呼ばれる激しい相互作用が生じる可能性があ
る。軽水炉のシビアアクシデント時において原子炉圧力容器あるいは格納容器の健全性が水蒸気爆
発により損われるかどうかを評価するためは、溶融炉心の持つ熱エネルギーがどの程度機械的エネ
ルギーに変換されるか、つまり変換効率の値が1つの目安になる。
溶融物冷却材相互作用誤験では、模擾溶融炉心として酸化鉄(主にFeO及びF~03) とアルミニウ
ムのテルミット反応 (FeO，F~03 + Al → Fe + AlZ03 +発熱)により生成される高温溶融物を
用いてL唱。この試験で生じる水蒸気爆発の変換効率を求めるためには、溶融したテルミットの有
する初期熱エネルギーを知る必要があ主。そこで、初期熱エネルギーを評価に資することを目的に、
テルミットの温度と平均比熱を測定、評価するための実験を実施した。特に比熱については、高温
時の実測データが無く、またテルミットの組成に依存し得るので、実測による比熱の評価が求めら
れていた。本報告書では測定の方法及び結果について述べる。
2. 溶融テルミットの表面温度測定
2. 1 測定方法
テルミットは反応熱により非常に高い温度に達し、熱電対等の接触型の計測器では測定が困難で
ある。表面温度に限定されるという問題があるが、本測定では、非接触@放射温度計を利用した。
表面湿度の測定方法を図2に概念的に示す。炭酸ガス硬化モールドを用いて製作した直径11.
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2. 2 $J£&m#tf#f?
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J AEHI -1¥1 93 -096
5cmのるつぼに3.3kgのテルミットを充填し、溶融物冷却材相互作用試験と同様に反応が表面か
ら下方向に進行するようテルミット上部表面から反応を開始させた。テルミットの深さは反応前後
でそれぞれ約 15cm、約8cmであった。放射握度計はテルミット表面の上方的1mの位置に設定し
た。テルミットに含まれている不純物のため、反応に伴い微粒子が多量に発生する。放射遁度計に
よる湿度測定では、その原理上、被測定物と温度計との聞に徴粒子等が存在すると測定誤差が大き
くなるので、ファンを用いて発生した徹粒子を分散させた。また、るつぼ底部に取り付けたタイプ
K熱電対の破損を検出し、テルミット反応の持続時間を評価した。
2. 2 測定結果及び考察
測定条件及び結果を表1にまとめる。テルミットは反応の進行とともに、反応生成物である鉄と
酸化アルミニウムの密度差により 2層に分離すると推定される。測定に使用した放射温度計は単一
波長の強度から表面温度を測定す石ため、被測定物の放射率を設定しなければならない。本測定の
場合は、上層に存在する酸化アルミニウムの放射率が必要になる。しかし、溶融した酸化アルミニ
ウムの放射率に関するデータが見当たらないため、高誼固体状態 (18 0 0 K)における酸化アル
ミニウムの放射率(約O. 4) S)と、測定値に及ぼす放射率の影響を見るために文献値より小さい
O. 2を設定放射率として用いた。表から分かるように、放射率をO. 4とすると、表面温度はテ
ルミット反応完了時点で約 2700K、テルミット反応の開始から 30秒経過した時点で約
2500Kであった。放射率をO.2とした場合は、テルミット反応完了時点で約3200K、テル
ミット反応開始後30秒で約2700Kであった。なお、テルミット反応の完了に要する時間は
11-1 5秒であった。
前にも述べたが、放射温度計による温度測定は表面湿度に限定されてしまうとLゆ問題がある。
諮融したテルミットから系外に熱が放出されるため、表面には温度勾配が存在し、テルミット内部
は表面よりも高い温度となっている。テルミットが外部から熱的に隔離されていると仮定し、テル
ミット反応の発熱量(約335 OkJJkg)とテルミット製作メーカーから入手した物性値に基づいて
算出したテルミットの比熱(約 96 0 J/(kg"K))を用いてテルミットの温度を評価すると約
3500Kとなる。したがって、溶融したテルミットの内部温度は2700Kと3500Kの間にあ
ると考えるのが妥当であろう。しかしながら、テルミット反応中に外部に熱が放出されること、溶
融テルミット内部に存在する対流により表面の温度境界層が薄く、テルミット内部の温度と表面温
度との差はあまり大きくないと考えられることから、以下に述べる比熱の評価では、放射率を文献
値である O.4に設定した時のテルミット反応完了直後における測定温度を用いた。
3. 溶融テルミットの比熱評価
3. 1 評価方法
比熱を評価するためには溶融したテルミットの有す石初期熱量を測定す石必要があ石。図3にテ
-2 -
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- 3 -
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ルミットの熱量の測定体系を示す。鉄の円筒の内壁を炭酸ガス硬化モールドで覆ったるつぼの中に
テルミットの紛末を充填し、下方向に反応が進行するように、テルミ吋トの上部表面から反応を開
始させた。溶融したテルミットはるつぼの底のステンレス鋼甑を貫通し、るつぼの下に設置した水
槽内に落下した。テルミットの落下後、冷却のためるつぼを水槽内にゆっくり沈めた。溶融したテ
ルミットと水との相互作用により水蒸気爆発が起きないことを確認し、テルミット、るつぼ及び水
が熱平衡に達するよう水槽の水を素早く撹持した後、水温の上昇を測定した。図3に示すように、
るつぼに設けられた窓をできるだけ小さくして外部への放熱を少なくするとともに、るつぼの内側
及び水槽の外側に厚い炭酸ガス硬化モールドを施し、熱の逃げが極力抑えられるようにした。水温
上昇に基づいて評価した諮融テルミットの有する初期熱量と前述のテルミットの温度から平均比熱
を推定する。
テルミット反応の開始からるつぼの水中投入までに系外に放出される熱量、冷却中に水槽壁から
外部へ逃げる熱量及びテルミットが水中を落下する聞に水蒸気として系外に放出される熱量を無視
し得ると仮定すると、エネルギーバランスは次式で表わされ、溶融したテルミットの初期温度から
平衡温度の範囲内についてテルミットの平均比熱を評価できる。
Cp，Mσ~I -TJ = C，凹M"，σ'{-Tiw} + C~c(Tf - TJ (1)
ただし、 Cpc るつぼの比熱 [J/(kg-K)J
CpI テルミットの平均比熱 [J/(kg-K)J
Cpw 水の比熱 [J/(kg・悶]
民 るつぼの質量 [kg]
M， テルミットの質量 [kgJ
M"， 水の質量 [kg]
T{ 熱平衡到達後の水温 [K]
Tic るつぼの初期温度 [KJ
τiJ 溶融したテルミットの初期温度 [K]
Tiw 初期水温 [K]
るつぼの初期誼度から平衡温度までの温度差が小さいので、 (1)式の右辺第2項、つまり、るつぼ
の温度上昇に要する熱量を平均比熱の評価では無視した。
なお、テルミットと水の質量、 M，及びM"，lま実験前に秤量した。また、水温Tf.及びTiwlこついては
アルコール温度計で計測するとともに、熱電対からの信号(水槽上下2点)を連続に計測記録した。
3. 2 評価結果及び考察
3. 2. 1 評価結果
表2に溶融テルミット熱量測定の条件と比熱の評価結果を示す。捌定はほぼ同一条件で2回行っ
た。 2回目の測定において水温の最終測定前後にるつぼの底に小さな穴があき、水カ渉、々漏れたが、
-3-
JAERI-M 93-096
zkzS©J:#irgoV-C, W J H £ ^ £ ¥ t M * T S S ^ T L f c £ # © f 7 U = 7 h (0 . 3kg) <D3.*j\,¥-$Lft&i&bZk1fol 3 OkJttiZo ZtlliTfri 7 h&m®%&Mfrk>Bffiltzm, ftl 0 0 0kJ=fc9 3 0%{3<t'/J^^o d O i i a i t T I ^ x7L^ 7 h©aSBB4fc» ^7l/= y h&* ©jg^ttSS, *©ffi0^flS^H*CieH"r5iJB*>ft«f-A5 7 h £ £ © * i % - £ . x7U$ 7 h!»3fc ©^f^st 3£^©mei. X;K 7 h»*stn***» (#s&> *$) atf«oii«ns tt<fc©«i:fluBt&&<#*. t»n-50
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3. 2. 2 *?K»3S£i:ieH-r*Sii£©SF« ±£3£Lfc«fc5K\ *§i!U.:x7l/~ 7 b©ifcil*£*tf>3©K£*:*K x7K 7 h&J*KJ:9§££
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- 4 -
JAERI-M 93-096
時期が遅いことと掃洩量が非常に少なかったことから、結果には大きな影響を与えないと判断した。
水湿の上昇に基づいて、初期温度から平衡温度まで湿度が低下したときのテルミット (0. 3kg)
のエネルギー変化を求めると約730k1となる。これはテルミット反応の発熱量から評価した値、
約1000kJより 30%ほど小さい。この原因としては、テルミットの充填形状、テルミット掛末
の混合状態、その他の外的条件に起因すると思われるテルミット反応の不均ーさ、テルミット扮末
の空隙に存在する空気への熱伝達、テルミット扮末含まれる不純物(炭素、水等)及びるつぼ構成
物との相互作用等が考えられる。
溶融したテルミットの初期温度を2700Kとすると、。)式により反応完了直後のテルミットの
平均比熱は約 10 OOJ/(kg・悶と評価される。この値は実験に使用したテルミットの製作メーカー
から入手した高温時(17 0 0 -2 0 0 0 CC)物性の参考データと、テルミット反応完了後の鉄と
酸化アルミニウムの重量割合から算出した平均比熱、約960J/(kg・町と同程度である。
3. 2. 2 水蒸気発生に起因する誤差の評価
上に記したように、溶融したテルミットの比熱を求めるのにあたり、テルミット反応により発生
する熱の系外への逃げは無視できると仮定している。したがって、高温の溶融テルミットが入水し
た時に発生する水蒸気が大気中に放出された場合には、水蒸気発生に必要な熱量分だけ比熱は小さ
く評価される。ここでは、平均比熱の計算に含まれる水蒸気発生に伴う誤差を評価するため、水蒸
気の発生量を推定する。水蒸気の発生は、水中に投下された溶融テルミットが水槽の底に到達する
までに発生するもの、水槽の底にあるテルミットにより発生するものとに分けて評価する。
(1)水槽底到達までの水蒸気発生により失われる熱量
ここでは、溶融したテルミットが分離することなく、一体となって円筒状の塊りとして水中を沈
降するものと仮定する。
①伝熱面積の評価
使用したテルミットの国志前組成は、ほほ君愛化鉄78 % (FeO: 2 0 %、 Fez03:80%)、アル
ミニウム22%である。反応前の組成に基づくと、反応品誠物の体積はテルミット O. 3kgで8O.
7cm3と評価される。この溶融したテルミットがるつぼ底の関口部直径に等しい直径2咽の円筒と
して水中を沈降すると仮定すると、高さ 25. 7cm、表面積167. 8佃 Zとなる。(詳細は付録
1を参照)
②熱伝達率の評価
上記の円筒状溶融物表面における熱伝達を評価するのに、 HsuらのモデJ仰を用いた。Hsuらのモ
デルは、飽和液中に鉛直に置かれた平坂伝熱面からの膜梯騰熱伝達を評価するものであり、実験結
果と 30%程度の誤差で一致するとHsuらは主張している。理想的には、サプクールを持つ水中に
置かれた鉛直円筒伝熱面における強制対流熱伝達のモデルを適用すべきであるが、適用可能なモデ
ルや実験式が見当たらないのでHsuらのモデルで代用した。
水中を沈降するテルミットの表面温度は測定人ていないが、保守的な仮定として溶融直後の温度
を2500"Cとすると、平均熱伝達率は約24 OW/(m2oK)となる。(詳細は付録2を参照)
-4 -
JAERI-M 93-096
mmitzTJH y h#7jc*K^A&. im®mmmtz<i>\zw?m®zm%-fz>iz$>iz*), «#©fcak 7mx(D%Amm®££7kiP£mt5k&tefz><, so^o^aex^- v hmz £ u z~iimfflu%£7m<Djm£tttirzt, 7k®^©^A^^vti. gzmjimmBttvx,
V = [2g(L + H)r (2)
£.#&?&) ^ H # l 5. 5 a n T ' * 5 C i ^ ^ Vtt l . 7 5m/!s£tt*0 £ © * £ , 7JcgS#2 6.
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(2) # « E g ^ © * a & 3 ^ C J : 9 f c f e n 5 S «
7 6mmtSft$nSo
r = 2.35[a/(p, - pv)g] , / 2 (3)
7K©^g [1 0 0 0kg/m3] * « » * « [ 0. 5 9kg/m3] ^^ l^®51^ [5 . 8 9 1 x 1 O-ZN/m] a
®S»6©ffi«l5ia
©*£ (, AOf t^ f t l «A-S©*Kfctf«aj&©««C-3t * m Reytejgh© W M f e & « t <-grrSCi36<tt6*l"C^5. RayleighKJcfttf, WJBM|sab©aHS3ft«oi^lS*TCS"rS^
t = r(j(P^6P1),«r(5/8)r(l/Z)r(4/3) = 0.91468q(p/P<)uz (4)
- 5 -
JAERI -M 93-096
③沈降時聞の評価
溶融したテルミットが水中に突入後、水槽の底に到達するのに要する時間を評価するにあたり、
簡単のため、水面での突入速度のまま水中を沈降すると仮定す答。るつぼ内の溶融テルミット探さ
をL、るつぼ底開口部と水面の距離をHとすると、水面への突入速度Vは、 gを重力加速度として、
V = [2g(L +町1lJ2 (2)
で示される。保守的な仮定として、Li!'(Oの場合を想定すると(これはるつぼ底の関口部で初速度。
に対応する)、 Hが15.5四であることから、 vほ1. 75m1sとなる。この場合、水深が26.
2ωであるので、諮融したテルミットが水中を沈降するに要する時間としてo.1 5秒という値を
得る。実際には、るつぼ底の開口部で初速度を持つ7ζめ、水面への突入速度はより大きくなること、
水中での沈降終末速度が上で用いた水面突入時の速度より大きいと推定され、水中詑降中にもさら
に加速されると思われることから、テルミットが水中を詑降するのに要する時間はさらに短くなる
と考えられる。(詳細は付録3を参照)
④水蒸気発生に消費される熱量の評価
①から③の結果を合わせて、溶融テルミットが水中を沈降する聞に、水蒸気発生により失われる
熱量は、テルミットの表面積(I6 7. 8 cm2) 、平均熱伝達率 (240W/{m2・町)、テルミット
表面と冷却水との温度差 (2400"C)及びテルミットが冷却水中を落下するのに要する時間 (0.
1 5秒)より 14 3 71となる。
(2)水槽底到達後の水蒸気発生により失われる熱量
①離脱する水蒸気泡の大きさ
膜沸騰状態にある水平平桓からの離脱気泡径rは、以下に示すBerenson1)の式に従うと、 5.
76mmと評価される。
r = 2.35[σ/(ρI -pv)gr12 。)
ρv
水の密度 [1000孟:glm3]
水蒸気密度 [0. 5 9kg/m3]
ただし、 ρI
σ : 気液界面張力 [5.891xlO";明畑]
②気泡の消滅時間
大きなサプクールを持つ水中を上昇する水蒸気泡は提縮消誠する。従来の研究から、サプクール
の大きい外力の働かなレ圧力一定の場における気泡の消議については、 Reyleighの理誹嶋崎実験とよ
く一致することが知られている。Rayleighによれば、初期半島。の気泡がつぶれるまでに要する時
間tは、周囲圧力をたとすると、以下の式で表される。
t = ro{ρl6P JlJ2 r (5/6) r (1/2) r (4.β) = 0.91468ro(ρ.jPJ1Il (4)
ro
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L/ctfoT. r 0 £5 . 7 6 x 1 (Hm. P,£ 1 O'PattZt. %MfcJMlZ<DlzmtZ*$®lt5. 2 7x l0-*i};£tiZo
r ( i ) &mmMmtT<Dmn%&iz&>!)&t>ti5*Mj m r (2) *«jgsjs^©*^m
5 v h ffiSffitit£&*Tl*fc»g7 3 0 WO 0. 2 Keatf*\ 3S5i?§g£#lfc-f £ £*?&L#
3. 2. 3 SCltJCiSScSaOS*
otf»#x«fl:*-^K*»r££*>!;: . r ^ S y h©&T557&II£J::-5oi?g#£&£p;!}c*t;:
fr*m3ffiiiz&m®izfcftznzmmimiZfi^t%tthz<Dx\ zzTitma-jn y
h <D£m^<»m(.mz£5fii.mR<D&%wm?>o
Q = \te aT* (5)
fcrtfU A, : T^U'-y h©^ffig [mz] Q : mm. CJ] T, : ryl/5yhgjfiOa*lfiflf [K] t : HUB [»] e : SOT [-] a Xr 7 7 > • #/l/7?y%& [5. 6 7x10-»W/(m2'K4)]
(5)SCS3tt« CA,: 0. 0 0 2m2. T.: 2 7 0 OK. t: 1 0# . e : 0. 4 ) £ f U U ttft
fcix.2 4kTT'«,r*<aaH*ftfc«tb"Ct»SB^7a©r^5 7 hOSofRx***-©*^. 396 K LJWB£"*\ 3W'^©(IMWCi^t«¥^tt*©fF«Sai4*«'trS5 *>©£#*.fcft*.
- 6 -
JAERI-M 93一鋭裕
したがって、らを5.16 x 10 ・.3m、えを l05Paとすると、気泡がつj~tるのに要する時間は5.
27xl0-4抄となる。
一方、気泡の上昇速邸主的20個出であるので"、テルミット表面を韓脱した水蒸気抱が水面に到
達するまでには1秒程度必要である。よって、すべての水蒸気泡は、水中で凝縮し、水蒸気により
系外に運び出される熱量はない。
r (1)水槽底到達までの水蒸気尭生により失われる熱量J及び r(2)水槽底到達後の水蒸気
発生により失われる熱量Jから、本実験で水蒸気発生により失われる熱量は、最大限、溶融したテ
ルミットが水中を沈降する聞に発生する水蒸気として運ばれる、 1431Jである。これは、テル
ミットが溶融直後に持っていた熱量730kJのO. 2%に過ぎず、測定精度を考慮すると多!Jl.し得
る量である。
3. 2. 3 放射による放熱量の評価
溶融したテルミットの初期熱量の調定では、放熱量を最小限に抑えるよう、るつぼに上蓋及び厚
い炭酸ガス硬化モールドを施すとともに、テルミットの落下完了後直ちにるつぼ自身を冷却水中に
沈めた。テルミット反応の開始から水中への落下までに経過する時間が短いことから、るつぼ側壁
から自然文怖により外部に放出される熱量は非常に小さいと考えられるので、ここでは溶融テルミッ
トの表面からの熱放射による放熱量のみを評価する。
周囲の気体の熱放射を無視し、溶融したテルミットの表面において、放射により放出される熱が
すべて系外に失われると仮定すると、放熱量は以下の式で表される。
Q=へtEσ1.
ただし、 へ
Q
1 t
ε
テルミットの表面積 [mZ]
放熱量臼]
テルミット表面の制措度 [K]
時間[秒]
闘す率[ー]
σ : ステファン・ポルツマン定数 [5.61 x 1 O-lW/(m2aK4)1
σ)
(5)式に妥当な値(へ:O. 00 2m2、T5
: 210 OK、t:10秒、 ε:11. 4)を代入し、放熱
量を評価すると 24kJとなる。実際にはるつぼの上蓋により肱熱が抑制されること、るつぼ内壁の
温度上昇に熱が使われること等を考慮すると、 24kJという値は大幅な保守的評価であると言える。
たとえ24kJすべてが放出されたとしても反応完了後のテルミットの持つ熱エネルギーの釣3.3%
にしか過ぎず、系外への熱放射に起因する平均比熱の評価誤差は無視できるものと考えられる。
-6ー
JAER1-M 93-096
4. & t> 0 iZ
ALPHjmwmmmmm%mccm^TJii ? vmrnmrntstmui* *© i i s mM&mmm&7mmzis^T%i2io o^ ££»&*&3o®jmLtzm*-c£} 2 5 0 OK. W-fyltmffil 0 0 Oj/(kg-K)T-fcofco ®£t t f c#» l± , x ^ i y h W M - * -
ft 9 6 Oj/(kg-K)<fcl2KI3tre*ofc„ * i ¥ * ^ t » # b » n f c a E { i » i * ^ 4 i - ^ t » « « x * ^ 4 f -
# % ^ ft
(1) %tt%±m£%?mwmt&mmi$£: B**«ffllS8c£ir%¥fcttB ( ¥ & 3 ~ 7 ^ ^ ) „ ¥ £ 2 4 £ 9 3 .
(2) Soda, K, : NUREG/CP-0119, Vol. 2, Proc. 19th Water Reactor Safety Information Meeting, October 28-30, 1991, Bethesda, USA.
(3) Sugimoto, J. et a' - Proc 5th Intemational Topical Meeting on Nuclear Reactor Thermal Hydraulics, Vol. M, pp. 890-897, Sep. 21-24, 1992, Salt Lake City, USA.
(4) Maruyama, Y. et al. : Proc. International Conference on Design and Safety of Advanced Nuclear Power Plants, Vol. m, pp. 23.5-1-23.5-6, Oct. 25-29, 1993, Tokyo, Japan.
(5) Touloukian, Y. S., Editor : Thennopbystcal Properties of High Temperature Solid Materials, Vol. 4.
(6) Hsu, Y. Y. and Westwater, J. W. : Chem. Eng. Prog. Symp. Ser., 30, 15, (1965). (7) Berenson, P. J. : J. Heat Transfer, 83, 351, (1961). (8) Rayleigh, L, : Philos. Mag., 34, 94, (1917). (9) mmm •. $$M=MI&-> n p T t u 53, (1974). (10) * • * . *H!3M* : ifcffcrj (±) . *AS«S, 137, (1987).
- 7 - i
JAERI-M 93-ω6
4. おわりに
ALPHA計画の溶融物冶却封相互作用試験で用いるテルミット表面温度及び比熱を評価した。その
結果、表面混度は反応終了直後において約2700K、反応開始から 30秒経過した時点で釣
2500K、平均比熱は約 100 OJ/(kg・悶であった。得られた比熱は、テルミット製作メーカー
から入手したテルミット反応生成物の高温時参考データと反応生成物の混合割合から推定した値、
約96 0 J/(kg-K)とほぼ同等であった。本評価から得られた知見は熱エネルギーから樟櫨エネルギー
への変換効率等、溶融物冷却荷相互作用試験で発生する水蒸気爆発の特性を評価する上で極めて有
益である。
謝 辞
ALPHA計画の企画、立案、遂行すべてにおいて、早田企画室謂査役(元炉心損傷安全研究室室
長)のご指導を得た。本測定の実施にあたっては、原子力エンジニアリングの石井、野上、大内、
小島各氏の協力を得た。また、テルミットの特性に関する知見を収集するにあたり、抹式会社峰製
作所、溶接研究室の鈴木理三郎室長の甚大な協力を得た。ここに深く感謝する次第である。
参 考 文献
(1) 原子力安全委員会原子力施設等安全研究専門部会:原子力施設等安全研究年次計画(平成3
-7年度)、平成2年9月.
。) Soda， K. : NUREG/CP-0119， VO]. 2， Proc. 19血 WaterR蹴 torSafi抑制ormation
Meeting， October 28-30， 1991， Bethesda， USA
(3) Sugimoω， J. et a' . Proc. 5th Intemationa1 Topi回 1Meeting 00 NucIear Reactor ・l1termal
Hydrauli回， Vo1. m， pp. 890-897， S句・ 21-24，1992， Sa1t l.ake City， USA
(4) Maruyama， Y. et al. : Proc. Intemational白，nferen田 00Desi伊祖dSafety of Ad~祖国d
Nuclear Power PI掴 ts，Vol. m， pp. 23.5-1-23.5-6， Oct. 25-29， 1993， To勾0，Jap祖.
σ) Touloukian， Y. S.， Editor Thermophysi回] Properties of阻igbTemperature So1id
Materials， VoI. 4.
(6) 胎 u，Y. Y.血 d'WI国twater，J. W. : Chem. Eng. Prog. Symp. Ser.， 30， 15， (196，勾-
(7) Berenson， P. J. : J. Heat Transfer， 83， 351， (1961).
(8) Rayleigb， L : P凶 os.Mag.， 34， 94， (191η.
(9) 赤川浩爾:気譲二相流、コロナ社、 53、(1974)・
(10) 中口博、本間弘樹:読体力学(上)、地人書館、 137、(198η.
-7 -i
JAERI-M 93-0%
• FPXTTIVOKD&SU mm
l y t " r r ? ^ T » > M$K*&j j f tgg©*£«-KfHR<»:4*«£
- 8 -
JAERI-加193一飢渇
)、ぷ二昇)、、;可燃性ガスの燃焼、爆発:
溶融炉心冷却材相互作用
(原子炉キャピティ内ま
たは原子炉圧力容器内
激しい場合水蒸気爆発)
>c: J(
x )( x
x
貫通部
(高温、高圧下
での健全性)
港融炉心コンクリート反応
.コンクリートの侵食
.FPエアロゾルの生成、政出
・各種ガスの放出
図1 シビアアクシヂント時に絡納容器の健全性に脅威とな~現象
。。
JAERI-M 93-096
m i mm?-* i -, f-sffiss«i£®*#&o:*£s
mm m& mfttmrn ©sEzsg '&®mm. [kg] [ - ] [ » ] [K] [K]
1 3 . 3 0. 4 1 3 2 7 0 0 2 5 5 0 2 3 . 3 0. 4 1 1 2 6 7 0 2 4 0 C 3 3 . 3 0. 2 15 3 1 5 0 2 6 7 0
m 2 mm?-* i ~} ^msmmo^w&ifst^ai^a^^
#•§• Mfi Sft ttlBSA g&zS& ± # ©zgg tt& ©Jtft [kg] [kg] [•€] [X] [K] [K] [J/(kg-K)] [J/(kg-K)]
1 0. 3 15 6. 2 18. 0 11. 8 2700 4191 1026 22> 0. 3 1 5 7. 5 18. 8 11. 3 2700 4190 983
- 9 -
J:¥ERl-:¥1 93-096
表I 溶融テルミット表面温度測定の条件及び結果
実験番号テルミット設定 テルミット 反応完了時反応開始30秒
重量 放射率反応持続時聞の表面逼度後の表面謹度
[kg] [ー] [秒] [K] [K]
1 3. 3 o. 4 1 3 2700 2550
2 3. 3 o. 4 1 1 2670 2400
3 3. 3 O. 2 1 5 3150 2670
表2 溶融テルミット熱量測定の条件及び比熱の評価結果
実験 テルミット水の 水の *の 温度 テルミット水の テルミット
番号 重量 重量初期塩度最終温度上昇 の温度 比熱 の比熱
[kg] [kg] ["C J ["CJ [KJ [KJ [11(kg-K)J [11(kg-IqJ
o. 3 1 5 6. 2 1 8. 0 1 1. 8 2700 4 191 1 026 21) o. 3 1 5 7. 5 1 8. 8 1 1. 3 2700 4 1 90 983
1)テルミットの入水後、水槽底の一部が破損し水が漏洩したが極く少量であった。
-9-
JAERI-M 93-096
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(3.3kg)
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- 1 0 -
JAERJ-M 93-096
放射湿度計
約 1m。んγφ
炭酸ガス
硬化モールド
ファン
タイプK熱電対
鉄製容器
図2 溶融テルミット温度測定の概念
-10-
JAERI-M 93-096
7>r-f
vmm-K
e£«8(0. 3) ^ c^(LO)
f-JUi v K300g)
ftmSnt
i£§£#ft(0. 3
*fl»(10
^ T
IT)
-$<T
C O <>3
\ l /
(in mm)
0 3 &ak:r ; i^ •? h &5S»j£©«&
- l i -
JAERI-M 93-096
ワイヤ
点火用穴排気用穴各 1ケ所炭酸ガス硬化
モールド
鉄板(1.0)
制下ー
回目【
G 温度計
e:タイプK熱電対
水槽
由主…NCN 目
。司V
鉄製容器(0.3
炭酸ガス硬化モールド
(in mm) 315
図3 溶融テルミット熱量測定の概念
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1A
JAERI-M 93-0%
ffiJB Lfcf7l/$ v hOffl6E{i«aa> fflt&l 8% (FeO : 2 0%. FeA : 8 0 % ) , 7 M - - ) A2 2%T'*5o r ^ 5 y h 3 0 0g+C#^5«UK«HW>»i» * n * n i 6 7. l g N 6 6. 9 g £ t t 3 . - ^ r ^ = -y H3 0 0g+E££ft*7;U$-">A (6 6g) £&ft7;l / i -"}A
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!£©#« : 2 4. 0cm3
A1203©#S : 5 6. 7cm3
£fcm : 8 0. 7cm3
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- 1 2 -
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付録 1 水中におけるテルミット電熱面積の概算
使用したテルミットの組成は概ね、酸化鉄78 % (FeO: 2 0 %、 F~03: 80%)、アルミニウ
ム22%である。テルミット 300g中に存在する鉄及び酸素の量は、それぞれ167.1g、66.
9gとなる。一方、テルミット 300g中に含まれるアルミニウム (66g)を酸化アルミニウム
W 203) に酸化するのに必要な酸素量は58. 8gであり、酸化鉄中に含まれる酸素の量より少な
いことから、テルミット中のすべてのアルミニウムはAJ:aU3になると推定される。逆に酸化鉄につい
ては一部残ることになるが、実際には鉄中に含まれる炭素を酸化するのに消費されること、残存す
る2種類の酸化鉄割合を決定することが困難なことを考慮して、すべての酸化鉄が還元されるもの
とする。以上の仮定より、 300gのテルミットから、 167.1gの鉄と、 124. 8gのAJ.pjJ{
生成される。テルミット製作メーカーから入手した溶融抗替、の鉄、 AJZ03の密度から評価した体積を
以下に示す。
積
積
琳
体
M3積
の
点
体
鉄
Mm
全
24. Ocm3
56. 7 cm3
8 O. 1叩 3
次に、この溶融したテルミットがるつぼ底の関口部直径に等しい直径2仰の円筒として水中を沈
降するものと仮定すると、高さ 25. 1cm、表面積161. 8四 Zになる。
。42A
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nmz fc*iz#vzmfcmm<D$m HsuiWestwaterJ*^ !^&#J;:ttl^S$L©i&E¥&©&ftflH?MEgJ;:o(,*T^ e f t f iT lTC
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y =
2KAT
y'u'pl
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2Mv
2Re gpXPL ~ Pv)
A = S(Pi " Pv) / J \
HjRe'
B = Hv + / P ^ A * +
2 P ;
KVAT
KvM
K
(A'l)
(A-2)
(A-3)
(A-4)
(A'5)
(A-6)
fcrtfU K : mmmm U *MHSte£fr &£? J S * TfOJSS Re' m&Mjfrz&uoQttz) AT fcmomm
4-1 mmffiummm (Faimmgvwi&wo h *«Wte^ i^6»$ L£-e©¥5«H£££ u* a»jfiK$K:*J»J5fi«ffii^&y*©e(!IT©Sa y" a»jSJc*jtf«««R©iit$ A *©$%&% A ' . 7jcalM©&£fi£#ii LttK%8&
A- = A(l + 0.340^ AT/A) 2
- 1 3 -
JAERI-M 93-096
付録 2 水中における熱伝達率の評価
HsuとW回 twaterは、飽和液中に置いた高さLの鉛直平桓の膜梯臆熱伝達について、伝熱面下部で
は蒸気膜は層流であるが、ある位置で蒸気膜か司諸に遷移し、乱流蒸気膜は粘性底層と乱流層から
なると仮定して、沸騰開始点から高さLまでの平均熱伝達率を与える次のモデルを導いたの。
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3
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V
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L
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一τ一
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h
Re
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f
h
U
. y
A
A'
蒸気の熱伝導率
沸騰開始点から遷移点までの高さ
遷移レイノルズ数(100とする)
伝熱面の過熱度
蒸気膜披聞の摩擦係数 (F組 Dingの抵抗係数)
沸騰開始点から高さ Lまでの平均熱伝達率
遷移点高さにおける伝熱面からy・の距離での蒸気の最大速度
遷移点における蒸気膜の厚さ
水の蒸発潜熱
水蒸気の熱容量を考慮した蒸発潜熱
A' = A (1 + O.34CpvsT/ A)2
nd
--A
(A・1)
(Ae2)
(A・3)
心4・4)
(A・5)
μ-6)
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Pt : 7jC0^S
urn**) ^ a«iKfe^Tji?&^*«sfiias»cfe»j««*ffl^«. AWWICKN ix&m&m. <DV%PV®&0. 1MPJK 100°C 0 2 k » a © H * ^ *©ff lC0l^Tl i r7l ' i -y h ^ f f i £ g £ 2 5 0 0°Ci{S^bT > 0. lMPa> 1 3 0 0 'C©#I$M>1B£ttJlJ Lfco fcrtfU £&$C(*flt
©i ifjc*>ij5«ESflaa[(ix 7iciiai*offi*ra«ctt#L^ *©£ii*!»-c*4o u * u HSU £0£»C5i;BSftT^S*S«»*<O. 0 7 - 0 . 2 T ' * ^ : i ^ ^ ^ T ' { ± . 0. O l i L fco fWTJS^fca*©tt t t f i£, iS«l t jSfe**JHTC*to
Cpv 2. 6 5 4kJ/(kg'K)
K, 0. 1 7 1 7W/(m-K)
f 0. 0 1
A 2 2 5 7kJ/kg
^ v 6. 0 6 4 x 1 0-5Pa«s
Pi 9 9 9. 7kg/m3
P, 0 . 5 9 8 kg/m3
PJ 0. 1 3 8kg/m3
swag
L„ : 5 . 2cm h 2 3 7 . 8W/(m2«K)
y* : 0 . 8 1 6 mm
- 1 4 -
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ここで、 cF:蒸気の定圧比熱
μv 蒸気の粘性係数
ρ 水の密度
ん : 乱読層における飽和温度蒸気の密度
ρv 粘性底層における平均蒸気密度
物性値としては、層流及び粘性底層の部分では水蒸気膜の膜温度(伝熱面と冷却水飽和温度との
算術平均)、乱流層においては冷却水飽和温度における値を用いる。具体的には、上に挙げた物性
のうちρvのみO.lMPa、1OOCC の水蒸気の値を、その他についてはテルミット表面温度を
25000
Cと仮定して、 O.lMPa、1300CCの水蒸気の値を使用した。ただし、蒸気表には最
高8000
Cの物性値しか記載されていないので、外挿してこれらの値を求めた。水蒸気膜と冷却水
の界面における摩擦係数は、水蒸気と水の相対速度に依存し、その値は不明である。しかし、肱u
らの文献に引用されている摩擦係数がo.07-0. 2であることから、ここでは、 O. 01とし
た。計算で用いた種々の物性値と、主要な計算結果を以下に示す。
計算に用いた物性値
Cpv 2. 6 5 4 kJ/(kgoK)
九 O. 1 7 1 7W/(moK)
f O. 0 1
A 2 2 5 7kJ/kg
μv 6.064xl0田5Pa・s
ρl 999. 7kg/m3
ρv O. 5 98kglm3
ρJ o. 1 38kglm3
主基盤塁
Lu 5. 2cm
h 2 3 7. 8 W/{m2・町
y O. 8 1 6mm
-14-
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v = (v 0
2 + 2gH) 1/2 (A-7)
v 0 = (2gL)] ,1/2 (A-8)
v = [2g(L + H)]1/2
* t i : » ^ f c r ^ i 7 h©»5faSKuli^ ^&©f&4ic:j:5?
(A-9)
Q,'l^/oU 2S = (P - Pw)Vg (A* 10)
fc*£U C,, : J/Wj#$[
S : W ? h©SI^ f f l f ca i t tWi I i« [3 . 14 cm2] V f ; l / ; ^ © M [ 8 0. 7cm3] p : f ; l / ; ? h O * ] | [ 3 . 7 2g/cm3] P w : Zk©^g[ 1 g/cm3]
tlWJ^tfelifl^OJ^^a^Ol/^y^^KttSU 0. 3-2 . 3g«©ft£<!:5K HB*< *n»cSBi;tt^nfcfi^(*:o»&©«[ ( l . 0 5) £ # # £ l/c l. o i-f 5 £«\ uli 5. 2 6 m / s i f t « . C o a f f i J i x ^ J 7 h©A*aft«k»):*£t*©TN WCf-fr*. y MiS&ClBa
- 1 5 -
JAERI-M 93-096
付録3 テルミットの入水速度及び水中における終末速度の評価
るつぼ開口部で初速度v。の物体(本計算の場合は溶融したテルミット)が重力に従ってHだけ下に
ある水面に落ちたとすると、水面における速度vは以下の式で示される。
V = (vo2 + 2gH)]J2 (A・η
一方、るつぼ内にある物体がその底にある開口部から流れ出す時の速度v。は、被の探さをLとする
とTorriceIliの定理より次式で表される。
Vo = (2gυ沼 (A・8)
よって、深さLの溶融テルミットがるつぼ底開口部からHだけ下にある水に落ちた場合の水面での速
度は次のようになる。
v = [2g(L +町rJ2 (A・9)
水中に落ちたテルミットの終末速度Uは、気泡の発生による浮力の影響を無視すると、次式で与
えられる。
Cool/2ρu2s = (ρ-ρw)Vg (A・10)
ただい ら 抗力係数
s テルミットの運動方向に垂直な断面積[3. 1 4cm2]
V テルミットの体積r80. 7 cm3]
ρ : テルミットの密度[3. 72g!cm3]
ρw 水の密度[1g!cm3]
抗力係数は物体の形状や流れのレイノルズ数に依存し、 o.3-2. 3程度の値をとるが、一面が
流れに垂直に置かれた立方体の場合の値(1. 05)を参考にして1. 0とすると1句、 Uは5.
26m/sとなる。この速度はテルミットの入水速度より大きいので、水中でテルミットはさらに加速
されると考えられる。
FD
唱
EA
mmm&.m(si)t»m.. mi su&bwiiL&jiZfmwMii.
a f, fir. id y
K 3 > - h t m
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111 « «* B L ' J ffefflSItifei I U 4 M
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1 bar=0.1MPa = 10 5Pa 1 Gal=l cm/s^^lO'-m/s- 1
!Ci=3.7xl0'°Bq lR=2.58xlO"C/kg l r a d = ! c G y ^ l 0 'Gy 1 rem=lcSv=10 ; S v
isa «9fi. A ii! vj
10" X 7 •H- E 10" 'X » P 10 , ; T 7 T 10' +• # G 10* * * M 10' + O k I0 ; >x 7 1- h 10' •f i) da
10- T •> d 10 ; -t y -f c i o - £ •J m 10* -7 f 5 D it
10"' + / n 10 , : t" 3 P 1 0 - 5 "7 x A h f i o - " T h a
(it) 1. S I 5 t J TMBip-fiftJ 3 5 5 S . M(5
IffliliKW 1985H;p]ifli:>t-5c fcfc'L. l e V i - i C r 1 uffllfiii CODATA 01986 « f « S
2. /e4 iCii^s'j!. / y I-. T - A . "-9 7
3. b a r l i . J IS-cI in i t f*«M:"/ j*-«^^fg
So 4. ECIRHftrf-JS£)S5ft-c(ibar. barnfej ;
; j N( = 10 sdyn)
1
9.80665
4.44822
kgf
0.101972
1
0.453592
Ibf
0.224809
2.20462
1
tt ffi 1 Pa - s (N-s /m 3 )= IOP(*rx ' ) (g / ( cm-s . ) )
sWilff lmVs=10 'S t (x h - 7 7 . ) (cm7s)
)h MPa;=10bar) kgf/cnr' atm mmHg(Torr) lbf/in"'(psi)
1 10.1972 9.86923 7.50062 x 10' 145.038
/; 0.0980665 I 0.967841 735.559 14.2233
0.101325 1.03323 1 760 14.6959
1.33322 x ! 0 - 1.35951x10" 1.31579x10' 1 1.93368 x 10"-'
6.89476 x 10"' 7.03070 x 10"- 6.80460x10-' 51.7149 1
X J( = 10'erg) kgf'm k W - h ca l ( , tWJ : ) Btu ft • Ibf eV
it, *' 1
1 0.101972 2.77778x10-' 0.238889 9.47813x10- 0.737562 6.24150x10'" it, *' 1 9.80665 1 2.72407 x 10"6 2.34270 9.29487 x 10"' 7.23301 6.12082x10"
ft
m. hi
3.6 x 10" 3.67098x10' ! 8.59999 x 10 s 3412.13 2.65522 x 106 2.24694x10" ft
m. hi
4.18605 0.426858 1.16279x10-' 1 3.96759 xlO" 3 3.08747 2.61272x10"
ft
m. hi 1055.06 107.586 2.93072x10"' 252.042 1 778.172 6.58515 x l 0 i !
1.35582 0.138255 3.76616 x 10"' 0.323890 1.28506x10- 1 8.46233x10'"
1.60218x10-" 1.63377 x 10"20 4.45050x10"" 3.82743 x 10"!° 1.51857x10"" 1.18171 x lO-" 1
ft Bq Ci
1
3.7 x 10"
2.70270x10-"
1
US Gy rad
lit 1
0.01
100
1
C/kg
2.58 x 10"
3876
1
lca l = 4.18605J(^!|liJ:)
= 4.184 J Offtft'fO
= 4.1855 J (15 "C>
= 4.Mi68J(MIS.*5liiE)
II . -W \ PS ULBhfl)
= 75 kgf-m/s
= 735.499 W
*? Sv rem
.
1
0.01
100
1
(86^12«:26Haf l - : )
国際単位系 (SI)と換算表
依聖堂 健虫歯語 ~勺i-"
10'・エヲ骨 E 10'ミ ，、元 11 P 10・2 子 ヲ T
10' キー カヨ G
10・ " 方f 民1
10' キ ロ h
10' ヘクト h
10' 7 市 da
10-' 7 v d
10-' センチ c 10→ 、. m 10-' 71'7日 μ
10" ナ J n 10'日 ピ コ p
10'" 7CLムト f 10'" 7 ト a
SH童頭語ヨ15SIとf井111される'11.1主
6じ・i
min. h. d
. 1. L
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表2
名r.r.分. 島幸. 11
I!L 分.秒
リ，ト J~
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I(，! J'質域限位
SI~本rr.位および繍助単位
ー・ ‘' d巳 ~j
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表 E
地 |お祢
長 さ jメート J"n 1.11キロヲラム
時 1m1 f:J;
屯 流 17 ンベア
熱 tJ学温度|ケルビン
物質r.tlモ ル
光 度|力ンテラ
サE 曲i角 lラジアン
色体;角 iステラジアン
1 eV=L60218x 1O"'J
1 u = ¥.66054x 10'" kg
(iD
1. &. 1 51主 rr吋際単位系J;ii5版. f;詞際
1t::I.l衡I.. j 1嶋5~n1lírによるc ただL. 1 eV
および 1uの依はCODATAの 1頃掲王手推奨
純によった。
2 長 41こは海'11. ノ y ト.アール.へヲヲ
J~ も合まれているが1I常の'IWï.なのでこ
こでは行略した。
3_ bar ri. JISでI主流体のI{力を表わす場
合に|現り &2の力テコリーに分額されてい
る。
4_ ECIIIIIJ盛時事会指令では bar.barnおよ
び rl自[11:の単位JmmHgを長2のカテゴリ
ーに入れている。
SIと1もに1Iilio<<-Jに維持される取位
r. 弥
オングストローム
，ぜーン
〆 〈 ー J"ガル
キュリー
レントゲ ン
ラ ド
レム
一d巳 'j-A
b
bar
Gal
Ci
R
rad
res¥o
IA=O.lnm=1O刊m
1 b= 100 fm'= 10'" m'
1 bar=O.l MPa=IO'Pa
1 Gal=1 cm/s'=lO"mfs'
1 Ci=3.7x IO"Bq
1 R=2.58x 1O-'C/kg
1 rad=1 cGy二 10'Gy
1 rem= 1 cSv= 10ニs、-
表4
l母子iの名称、をもっSI組立'IWL
:'1 r.祢 6一じ"勺2 他のSl表単現位による
1措 e度 数. J、 J" .. / Hz S'
tJ ニュートン N m・kgis'
ft: t) iι t} ，ぜスヵ，レ Pa N/m'
Z卓I~.ょ1"-.仕事.然品f ジュー lt- J N・m
[ 'ti .欣 ~.l 来 ワ I ト w J/s
il! 7¥ r.t .詰荷 ク ロン C A.s
官邸主. 屯/E.起;U!J f. Jレ ト V W/A
続 IE 谷 r.t 7 7'ラド F C/V
l甚 FJ《TI t民 抗 オ 正‘ Q V/A
コンタ''7亨ンス ンノーメンス s AiV
盤 東 ウェ - r ... Wb V.s
舷 !.R 為 度 テ ス ラ T 、，Vb/m'イ ンダヲタン ス へンリー H Wb/A
セルシウ^11品f!! セルシウス度 ℃ 光 3紅 ，レーメン 1m cd.sr
Bl'! 度 Jレ ク ス Ix Im/m'
欣 ~，l 能 ベ ク レ ル Bq s"
R成 収 線 lit ク" レ イ Gy J/kg
線 I，t 、ヨ '.1 シーベルト Sv J/kg
表 3
1<.
Jt: 1 MPa( =10 bar) kgf/cm' atm mmHg(Torr) Ibf/in'¥psil
1O.19i2 9.86923 7.50062 x 10' 145.038
J} 0.0980665 0.967841 735.559 14.2233
0.101325 760 14.6959
1.33322 x 10" 1.35日'51x 10・‘1.31579x 10" 1.93368 )( 10-'
6.89476 x IO"' 7.03070 x 10つ 6.80460x 10-' 51.7149
t~. t提
lbf
0.224809
2.20462
j}
1 cal = 4.18関5J(，;j-l止法}
= 4.184J (熟化学)
= 4.1855 J (15・Cl
=4.1868J (国際法'<1&)
1 PS (11.応JJ)
= 75 kgf.m/s
= 735.:499 W
ft:'Jiヰ1
1こ J(=lO' erg) kgf'm kW'h cal (，if.j益法) Btu 仇・ Ibf eV ネ
"〆 0.101972 2.77778 x 10→ 0.238889 9.47813 x 1σ・ 0.737562 6.24150x 10'. ギ
9.80665 I 2.72407 x 10" 2.34270 9.29487)( 10-' 7.23301 6.12082 x 10" . 行ー 3.6 x 10' 3.67098 x /0' 8.59999 x 10' 3412.13 2.65522 x 10' 2.24694 x 10"
4.18605 0.426858 1.16279x 10" 3.96759 x 10" 3.08747 2.61272x 10" 熱
1055.06 107.586 2.93072 x 10" 252.042 778.172 6.58515 x 10"
1.35582 0.138255 3.76616 x 10" 0.323890 1.28506 x 10" 8.46233 x 10"
1.60218 x 10'" 163377×/0-20 4.45050 X 10.16 3.82743 x 10"" 1.51857 x 10'" 1.18171 x 10'"
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