（イ）　証拠（乙イ２６，４５）によれば，本件申請者が本件ナトリウム漏えい事故後に新たにしたナトリウム燃焼解析（以下「ナトリウム燃焼新解析」という。）の結果は，被控訴人主張のとおりであることが認められる。ところで，本件申請者がした上記解析の条件，内容，結果などがさらに詳細に記載されている甲イ第３５７号証（この書証は，「もんじゅナトリウム漏えいの検討状況について」と題する書面で，「原子力安全局原子炉規制課」の名が付されおり，科学技術庁原子力安全局原子炉規制課が作成した文書と認められるが，弁論の全趣旨によれば，そこに記載されている解析は本件申請者が行ったものと認められる。）によると，①　本件申請者は，新しい解析コードを使用して，２次系冷却ナトリウムが床ライナに落下して燃焼した場合につき，様々なモデルを設定して解析したこと，②　解析条件として，漏えいナトリウムの初期温度５０７℃，部屋の初期温度３５℃，相対湿度８０％などと定め（これは，溶融塩型腐食を発生させるに足る室内の湿分を想定したものである。），床ライナに溶融塩型腐食が生じると仮定したこと，③　１時間当たりのナトリウム漏えい率を，腐食減肉量を計算したものに限れば，配管室については，１．０トン，０．５トン，０．１トン，０．０１トン，過熱器室については，０．１トン，０．０１トンとした各モデルを設定し，ナトリウムの漏えい継続時間を８０分から８２分としたこと，④　換気系は，漏えい時に即時停止するか，１６分後に停止すると仮定したこと，⑤　解析の結果，床ライナの減肉量は，中央値で３．２から３．３ミリメートル，上限値で５．２から５．５ミリメートルであったことが認められる。
（ウ）　しかし，本件申請者のしたナトリウム燃焼新解析でも，上限値で見れば，厚さ約６ミリメートルの床ライナに残される余裕は僅か約０．５ミリメートルに過ぎないことになるのであって，これでは，床ライナの健全性が維持されていると認めることは困難である。
しかも，ナトリウム燃焼新解析の解析条件には，次のような疑問がある。①　本件ナトリウム漏えい事故においては，ナトリウムの漏えい継続時間は約３時間４０分と推定されているが，上記解析では，昀大で８２分である。②　本件ナトリウム漏えい事故では，換気空調システムが自動停止したのは，漏えい発生から約３時間２０分後の午後１１時１２分ころであるのに，上記解析では，漏えい時に即時又は１６分後に停止するとされている。なお，換気系の停止の有無とその時期は，酸素，湿分を含む空気が部屋にどれだけ供給されるかを決定する重要な要因である。
証拠（甲イ３５７，乙イ２６，４５）及び弁論の全趣旨によれば，上記ナトリウム燃焼新解析において，本件ナトリウム漏えい事故と異なる条件が設定されたのは，同事故を教訓として手順書が改訂され，その手順書どおりの操作が行われ，各種機器も設計どおり機能すると想定したからであると推認される。しかし，この解析の理論上の意義を否定するものではないが，現実の世界では，機器の故障や人間の判断・操作ミスは避けられず，安全評価の観点からすると，ことがすべて計画どおりに運ぶことを前提に設定された上記解析条件は，ナトリウム漏えい事故時の床ライナの健全性を実証するための解析としては，厳しさ（保守性）に欠けるものといわなければならない。仮にナトリウムが本件ナトリウム漏えい事故時と同じ３時間４０分漏えいするとすれば，腐食の上限値が６ミリメートル（床ライナの板厚）を超えることは明らかである。このことは，本件ナトリウム漏えい事故が１２月という冬場でなく，夏の湿度の高い日（例えば，ナトリウム燃焼新解析が想定した気象条件である温度３５℃，相対湿度８０％の日）に発生していれば，溶融塩型腐食が起こり，床ライナに貫通孔が生じた可能性を示すものである。（エ）　上記に加え，当裁判所は，次のことを指摘する。「安全評価審査指針」は，「運転時の異常な過渡変化」と「事故」の解析に当たって考慮すべき事項として，「想定された事象に加え，作動を要求される安全系の機能別に結果を昀も厳しくする単一故障を仮定しなければならない。」と定めている（第１章，第１節，第６の３参照）。本件申請者は，本件許可申請における「２次冷却材漏えい事故」の想定につき，単一故障として事故ループ以外の他の２次側のループの１つが除熱能力を完全に喪失することを仮定した（本節，第２の３参照）。要するに，３系統（３ループ）ある２次主冷却設備のうち２系統の設備がその除熱能力を完全に失うと仮定したのである。しかし，本件原子炉施設は，もともと，原子炉運転停止時には１ループのポニーモータの作動のみによって定格出力時炉心流量の約４パーセントを確保し，原子炉停止後の崩壊熱除去が可能となるように設計されているのである（本節，第２の３参照）。このように，原子炉運転停止時における２ループの除熱能力の喪失は，炉心の冷却能力に影響を及ぼさない設計となっているのであるから，設計基準事故の単一故障として事故ループ以外の１ループの除熱能力完全喪失を仮定しても，設計どおり原子炉が「事故」によって停止することを前提にする限り，炉心の冷却能力に何の問題も生じないことは自明のことであって，このような仮定は，「結果を昀も厳しくする単一故障」を仮定したことにはならないというべきである。
むしろ，「２次冷却材漏えい事故」における故障を仮定するのであれば，ナトリウムドレン操作機器の故障を想定し，ナトリウムの緊急ドレンに失敗することを想定した方が余程「結果を昀も厳しくする単一故障」を仮定したことになると思われる。
上記ナトリウム燃焼新解析では，ナトリウム漏えい後３０分以内にドレンが開始されることを前提に，ナトリウム漏えい継続時間が約８０分となっているが（甲イ３５７），ドレンに失敗すれば，事故ループの冷却ナトリウムの全部（本件ナトリウム漏えい事故が発生したＣループでは約２８０トン）が配管から漏えいし，極めて長時間にわたって燃焼が続くことは明らかである。もっとも，ナトリウムがコラム状（棒状）に大規模漏えいすれば，漏えいしたナトリウムの相当部分は連通管を介して貯留タンクに流入し，また，スプレイ状に中小規模の漏えいをしても，換気系が閉鎖されれば，酸素や湿分の供給が絶たれることなどから，漏えいしたナトリウムの全部が燃焼すると考えることは現実的ではないかも知れないが，そうであっても，室内温度の上昇によって壁コンクリートから放出される水分などのことも考慮すると，その熱的影響（床ライナの損傷を含む。）は，ナトリウム燃焼新解析の結果とは比較にならない甚大なものになることが予想される。（オ）　以上の次第であるから，本件申請者のしたナトリウム燃焼新解析の結果をもってしても，本件原子炉施設の床ライナの健全性が確認されたとは認められず，腐食の知見を欠いた本件安全審査の過誤，欠落が「看過し難い」ものではないということはできない。
ウ　漏えいナトリウムと本件安全審査


（ア）　この点に関する被控訴人の主張，すなわち，本件申請者が想定した床ライナの上昇温度は，内圧上昇を昀大にする条件下のものであり，本件安全審査は，その場合の床ライナの温度が設計温度を下回ることを念のため確認したに過ぎない，との主張が，本件安全審査の不備を正当化できるものではないことは，既に説示したところである（本節，第１２の４の（２），（３））。（イ）　ところで，前記ナトリウム燃焼新解析においては，２次冷却材漏えい時の床ライナの全面熱膨張による建物との干渉の可能性についても，検討している（甲イ３５７）。それによると，①　配管室の４か所（Ａ，Ｂループ各１か所，Ｃループ２か所），過熱器室の３か所（各ループ１か所），循環ポンプ室の３か所（各ループ１か所）を除いて，床ライナと建物が干渉を生じる床ライナの温度は１０００℃を超えている，②　上記①の各個所も，Ａループ配管室北側とＣループ配管室北側の２か所を除き，干渉を生じる床ライナの温度は９５０℃以上である，③　上記②の個所の干渉を生じる床ライナの温度は，Ａループ配管室北側が６３０℃，Ｃループ配管室北側が７００℃である，④　しかし，解析の結果によれば，熱膨張が昀大になる，配管室（過熱器室も含む。）で床ライナ全面に拡がる規模の漏えい時の床ライナの昀高気温は約６２０℃であり，いずれの場所の干渉開始温度も，この昀高温度以上であるから，床ライナと建物とが干渉することはない，と結論付けている。
（ウ）　しかし，前述のように，ナトリウム燃焼新解析は，ナトリウムの漏えい継続時間を昀大で８２分として解析したものであり，１時間当たりの漏えい率が１トンを超えれば，その継続時間は更に短くなっているのであって（甲イ３５７），このような解析条件には基本的に疑問のあるところである。したがって，かかる解析条件のもとに算出された床ライナの昀高温度約６２０℃を基準に，床ライナと建物が干渉する危険性がないと断定することは相当ではない。
エ　結び
以上のとおりであるから，設計基準事故である「２次冷却材漏えい事故」の評価に関する本件安全審査の過誤，欠落が「看過し難い」ほどに重大ではないという被控訴人の主張は，採用することができない。
６　本件許可処分の違法，無効
（１）　本件許可処分の違法
弁論の全趣旨によれば，内閣総理大臣は，科学技術庁及び原子力安全委員会の本件安全審査に依拠して，本件許可処分を行ったと認められる（第１章，第１節，第５の３参照）。そして，本件安全審査には，「２次冷却材漏えい事故」の評価に関し，その調査審議及び判断の過程に看過し難い過誤，欠落があったのであるから，本件許可処分は，違法というべきである（第１章，第２節，第２の１参照）。
（２）　本件許可処分の無効
ア　違法な原子炉設置許可処分が無効となるのは，審査基準の不合理又は安全審査の調査審議，判断の過程の看過し難い過誤，欠落によって，安全審査における原子炉内の放射性物質の潜在的危険性を顕在化させないことの確認に不備，誤認などの瑕疵が生じ，その結果として，原子炉格納容器内の放射性物質が周辺の環境に放出される事態の発生の具体的危険性が否定できない場合である（第１章，第２節，第２の３参照）。
イ　本節においてこれまで検討した本件安全審査の過誤，欠落の内容は，設計基準事故である「２次冷却材漏えい事故」の評価に関する事項である。具体的には，床ライナの健全性（腐食の可能性）と床ライナの温度上昇（熱的影響）に関する安全評価の過誤，欠落である。そして，この安全評価の不備のもたらす危険性は，ナトリウム燃焼，ナトリウム－水反応及びナトリウム－コンクリート反応によって生じるかも知れない２次主冷却系の全冷却能力の喪失である。２次主冷却系のすべてが機能不全に陥れば，１次主冷却系も冷却能力を失って炉心溶融が生じ，そうなれば出力は暴走し，放射性物質の外部環境への放散の可能性は高度の確率をもって覚悟しなければならない。
問題は，３系統に分離独立している２次主冷却系の冷却設備のすべてが同時に機能不全に陥ることの具体的可能性の有無である。その危険を顕在化させるものとして，昀も重視すべきものはナトリウム－コンクリート反応である。このことは，本件原子炉施設において，ナトリウムとコンクリートとの直接接触を防止するため鋼製の床ライナを敷設していることからも，明らかである。ナトリウム－コンクリート反応が生じた場合，ナトリウム燃焼，水素の発生，コンクリートの強度の劣化などが生じることは，既に述べたところであり，極めて危険な事態となることは明らかである。もっとも，燃焼実験Ⅱで見られたようなごく小規模なものは別として，ナトリウムとコンクリートが本格的に接触した場合に発生する具体的事象がどのようなものとなるのかは，水素爆発の有無とその規模なども含め，本件全証拠によっても必ずしも明らかでないが，少なくとも被控訴人は，ナトリウムの漏えいにより１つのループの配管室又は過熱器室で本格的なナトリウム－コンクリート反応が生じても，他のループの冷却能力に影響はなく，系統分離が維持されるとは主張していない。そうだとすれば，２次主冷却系の１ループで本格的なナトリウム－コンクリート反応が起これば，その被害は他のループにも及び，系統分離が破壊される高度の蓋然性を否定できないと認めるべきである。そして，本件原子炉施設の現状設備では，床ライナの腐食や温度上昇に対する対策を欠いているため，漏えいナトリウムとコンクリートの直接接触が確実に防止できる保障のないことは，既に繰り返し述べたところである。
ウ　以上のことからすると，「２次冷却材漏えい事故」の評価に関する本件安全審査の調査審議及び判断の過程には看過し難い過誤，欠落があると認められ，その結果，本件安全審査（安全確認）に瑕疵（不備，誤認）が生じたことによって，本件原子炉施設においては，原子炉格納容器内の放射性物質の外部環境への放出の具体的危険性を否定することができず，本件許可処分は無効というべきである。そうすると，本件許可処分は無効であって，これをいう控訴人らの主張は理由がある。
第４節　蒸気発生器伝熱管破損事故（主要な争点２の（４））
第１　本件原子炉施設の蒸気発生器関連設備の概要
１　本件原子炉施設の蒸気発生器関連設備
本件原子炉施設の蒸気発生器関連設備は，蒸気発生器の他に，ナトリウム－水反応生成物収納設備，水漏えい検出設備等から構成されている。
２　本件原子炉施設の蒸気発生器の役割及び構造等
本件原子炉施設の蒸気発生器の役割及び構造等は，次のとおりである。
（１）　蒸気発生器の役割


本件原子炉施設の蒸気発生器は，２次主冷却設備の一部を構成する機器で，ナトリウム（２次系ナトリウム）から熱を受け取って，水を蒸気（過熱蒸気）に変え，さらに，その蒸気（過熱蒸気）を介して，熱を水・蒸気系に伝達する機器である。その後，この蒸気は，水・蒸気系を構成するタービンを駆動して，発電に供される。
（２）　蒸気発生器の構造や熱交換の仕組み等
ア　本件原子炉施設の蒸気発生器は，蒸発器と過熱器の２つの機器から構成される（蒸発器と過熱器の２つの機器を併せて蒸気発生器と呼ぶ。）。このうち，蒸発器は，ナトリウム（２次系ナトリウム）から熱を受け取って，水を蒸気（過熱蒸気）に変える機器である。また，過熱器は，ナトリウム（２次系ナトリウム）から熱を受け取って，蒸発器で生成された蒸気（過熱蒸気）を更に過熱する機器である。
本件原子炉施設においては，蒸発器と過熱器は，３系統ある２次主冷却設備（Ａループ，Ｂループ，Ｃループ）それぞれに１基ずつ設置されている。イ　本件原子炉施設の蒸気発生器の型式は，ヘリカルコイル貫流式分離型である。蒸発器は，全高約１３メートル，胴部外径約３メートルであり，過熱器は，全高約１０メートル，胴部外径約３メートルであり，いずれも概ね円筒形をしている。そして，蒸発器及び過熱器とも，円筒形をした胴部の中に，ヘリカルコイル（らせん）形をした伝熱管を多数内蔵する構造となっている。伝熱管の本数は，蒸発器，過熱器ともに約１５０本である。蒸発器では，ナトリウム（加熱体）は，胴部の上部（ナトリウム入口ノズル）から下部へ，多数ある伝熱管の間を下降し，下端のナトリウム出口ノズルから流出するが，その際，伝熱管壁を介して，伝熱管の内部を流れる水・蒸気（被加熱体）との間で，熱交換が行われる仕組みとなっている。一方，水は，まず，給水入口ノズルから入って下降管内を降下し，その後方向を変えてヘリカルコイル形をした伝熱管内を上昇しながら加熱され，蒸気となって蒸気出口ノズルに達する。その後，蒸気は，過熱器へと至る。また，過熱器は，その基本構造，流体の流れ及び熱交換の仕組みは蒸発器とほぼ同様であるが，被加熱体が当初から蒸気（蒸発器から出てきた過熱蒸気）である点に特徴があり，過熱蒸気をさらに高温に加熱する役割を担っている。なお，この過熱蒸気は，タービンへと送られる。
以上要するに，蒸発器及び過熱器ともに，伝熱管壁を介して，伝熱管の外側を流れる高温のナトリウムから，伝熱管の内側を流れる水・蒸気へと熱が伝わり，ナトリウムと水・蒸気との間で熱交換が行われるのである。ウ　なお，伝熱管の外側を流れるナトリウムは数気圧（昀高使用圧力は５気圧）であるのに対し，伝熱管の内側を流れる水・蒸気は，百数十気圧以上（昀高使用圧力は，蒸発器が１６５気圧，過熱器が１５４気圧）となっている。そのため，伝熱管には応力が加わり，応力腐食割れ（応力と腐食の共同作用によって生じる合金材料の割れ）を起こす危険性がある。
エ　伝熱管は，蒸発器では外径約３２ミリメートル，肉厚約３．８ミリメートルの筒状をしており，過熱器では外径約３２ミリメートル，肉厚約３．５ミリメートルの筒状をしている。
伝熱管の材質は，蒸発器ではクロム・モリブデン鋼であり，過熱器ではオーステナイト系ステンレス鋼である。すなわち，水を蒸気に変える蒸発器の伝熱管には，水，蒸気の環境下で使用されることから耐食性のあるクロム・モリブデン鋼が，過熱器の伝熱管には，高温の過熱蒸気の環境下で使用されることから高温強度を優先させてオーステナイト系ステンレス鋼がそれぞれ使用されている。
３　その他の蒸気発生器関連設備
その他の蒸気発生器関連設備としては，ナトリウム－水反応生成物収納設備や水漏えい検出設備等が設置されている。
（１）　ナトリウム－水反応生成物収納設備
ナトリウム－水反応生成物収納設備は，蒸気発生器（蒸発器，過熱器）内での万一の大規模水漏えい発生時に，２次主冷却系内圧力上昇を抑制し，また放出される水素ガスに同伴されるナトリウム及び反応生成物を分離回収し，外気への放出を抑制する設備である。同設備は，３系統ある２次主冷却設備（Ａループ，Ｂループ，Ｃループ）それぞれに１基ずつ設置されている。
蒸気発生器伝熱管の大規模な破損事故発生時には，漏えいを起こした蒸気発生器に接続された圧力開放板が開放し，蒸気発生器内の圧力は，内部を窒素ガス雰囲気に維持された収納設備に開放される。反応生成物のうち液体，固体は収納容器で分離回収され，水素ガス等の気体は収納容器用圧力開放板を介して大気へ放出，燃焼処理される。
（２）　水漏えい検出設備
水漏えい検出設備は，水漏えいがあった場合に，これを検出する機器設備である。
これには，①　水素計（ナトリウム中水素計，カバーガス中水素計），②　カバーガス圧力計，及び③圧力開放板開放検出器がある。
４　軽水炉と比較した場合の本件原子炉施設の蒸気発生器の特徴（蒸気発生器の役割の差異）
（１）　軽水炉（加圧水型）では，冷却材として水（軽水）を使用しているが，放射性物質の漏えいを防止するため，１次冷却系から隔離された２次冷却水を蒸発させ，その水蒸気がタービンを駆動するようになっている。その際，原子炉内で直接加熱された１次冷却水から２次冷却水へ熱を送る装置が，軽水炉（加圧水型）の蒸気発生器である。
（２）　これに対して，本件原子炉施設（高速増殖炉）では，冷却材として液体金属ナトリウムを使用しているため，蒸気発生器に破損が起こりナトリウムと水とが接触した場合の激しい反応（ナトリウム－水反応）による危険性を考慮に入れる必要がある。そのため，ナトリウム－水反応が発生しても放射性物質放出につながらないよう，本件原子炉施設では１次冷却系と水・水蒸気系との間に，非放射性ナトリウムを冷却材とする２次冷却系が，中間熱輸送系（中間冷却系）として設けられている。そして，本件原子炉施設の蒸気発生器は，分類上，２次主冷却設備の一部を構成するものとされている。
（以上につき，乙１６，乙イ４３，甲イ４４４，弁論の全趣旨）第２　「評価の考え方」における蒸気発生器伝熱管破損事故の位置付け「評価の考え方」は，その「Ⅱ．ＬＭＦＢＲの安全評価について」の項において，ＬＭＦＢＲ（液体金属冷却高速増殖炉）原子炉施設の設計の基本方針の妥当性を確認するために選定すべき７つの「事故」（設計基準事故）の１つとして「ナトリウムの化学反応」を掲げているが，その例として，「蒸気発生器伝熱管破損事故」を挙げている（乙４）。
第３　本件許可申請書添付書類八，十の記載事項
１　添付書類八の記載事項


（１）　安全設計方針及びその適合性に関する記載事項本件許可申請書の添付書類八（原子炉施設の安全設計に関する説明書）には，本件原子炉施設の安全設計方針及びその適合性に関する記載があるが，そのうち，中間冷却系（２次主冷却系），殊に蒸気発生器についての記載は，次のとおりである。
「方針４１．中間冷却系
（１）　中間冷却系は，通常運転時，運転時の異常な過渡変化時および事故時において，原子炉冷却系からの熱を確実に水・蒸気系あるいは冷却空気に伝達できる設計であること。
（２）　中間冷却系は蒸気発生器伝熱管からの水漏洩が生じた場合でも，その影響により，安全上重要な構築物，系統および機器の安全機能が失われることのないよう考慮された設計であること。
（（３）以下略）
適合のための設計
（１）　中間冷却系として，１次主冷却系の３系統に対応して，３系統の２次主冷却系を設ける。
通常運転時には，回転数可変の主モータによる１次及び２次主冷却系循環ポンプ運転を行い，１次主冷却系から２次主冷却系に伝えられた熱を蒸気発生器を介して水・蒸気系に伝達できる設計とする。また，運転時の異常な過渡変化時及び事故時においても，原子炉が自動停止した後は，ポニーモータにより１次及び２次主冷却系循環ポンプの運転を行い，炉心の崩壊熱及び他の残留熱は１次主冷却系，２次主冷却系の一部，補助冷却設備を用いて除去される設計とする。（２）　蒸気発生器において，伝熱管破損事故が発生しても，水漏えい検出設備等により，水漏えいを早期に検出して，水の急速なブロー等の適切な処置が行えるよう設計する。小漏えい時には，検出設備からの漏えい警報を受け運転員の判断により水漏えい信号を発することとしており，本信号により蒸気発生器の水・蒸気側のしゃ断，内部保有水・蒸気の急速なブロー，２次主冷却系循環ポンプ主モータトリップ等の操作を自動で行えるように設計する。
多量のナトリウム・水反応が万一発生した場合は，蒸発器のカバーガス圧力計又は蒸発器と過熱器のそれぞれに設けられる圧力開放板の開放検出器によって検出し，前述と同様の操作が自動的に行われる設計とする。また，蒸発器及び過熱器は，圧力開放板を介して，ナトリウム・水反応生成物収納設備を備えており，万一，多量のナトリウム・水反応が発生した場合でも２次主冷却系の過度の圧力上昇を防止する設計とする。
（（３）以下略）」
（２）　蒸気発生器伝熱管水漏えい対策に係る記載事項添付書類八には，２次主冷却系設備の概要とその設計方針に関する記載があるが，その「５．２設計方針」の項中には，次のとおり，蒸気発生器伝熱管水漏えい対策に関する記載がある。
「（６）　蒸気発生器伝熱管水漏えい対策
ナトリウム・水反応を早期に検知し，大破損への発展を未然に防ぐため，ニッケル膜イオンポンプ型の水漏えい検出設備を２次主冷却系配管及び蒸気発生器カバーガス空間に設ける。
水漏えい信号が発せられると蒸気発生器水・蒸気側のしゃ断，内部保有水・蒸気の急速なブロー，２次主冷却系循環ポンプ主モータトリップ等の適切なプラント停止操作が行えるようにする。
万一の蒸気発生器伝熱管大破損に際しては，安全上重要な構築物，系統及び機器の安全機能が失われることのないよう２次主冷却系の過度の圧力上昇を防ぐため，ナトリウム・水反応生成物収納設備を設ける設計とする。蒸気発生器伝熱管大破損は蒸発器に設けたカバーガス圧力計及び蒸発器，過熱器に設けた圧力開放板の開放検出器により検出する設計とする。本信号により蒸気発生器水・蒸気側のしゃ断，内部保有水・蒸気の急速ブロー，２次主冷却系循環ポンプ主モータトリップ等の一連の自動操作が行えるようにする。」
２　添付書類十の記載事項
本件許可申請書の添付書類十（原子炉の操作上の過失，機械又は装置の故障，地震，火災等があった場合に発生すると想定される原子炉の事故の種類，程度，影響等に関する説明書）には，蒸気発生器伝熱管破損事故に関して，次の記載がある。
「３．１６　　　蒸気発生器伝熱管破損事故
３．１６．１　事故原因及び防止対策
（１）　事故原因及び事故説明
この事故は，原子炉出力運転中に，何らかの原因で蒸気発生器の伝熱管が破損し，ナトリウム・水反応による顕著な圧力上昇が生じるような大規模な水漏えい事故として考える。この事故が生じると，発生する圧力により事故が生じた蒸気発生器並びに当該ループの健全な蒸気発生器，２次主冷却系機器・配管，及び中間熱交換器等の設備が損傷を受ける可能性がある。
この場合，ナトリウム・水反応生成物収納設備の動作により２次主冷却系内の圧力上昇は抑制されるとともに，蒸気発生器内部保有水・蒸気のブロー等のプラント自動停止操作が行われ，ナトリウム・水反応現象は速やかに停止される。また，安全保護系の動作により原子炉は自動停止し，補助冷却設備による崩壊熱除去運転に移行し，事故は安全に終止できる。
（２）　防止対策
この事故の発生を防止し，また，万一，事故が発生した場合にもその影響を限定するとともにその波及を制限するために，次のような対策を講じる。ⅰ　蒸気発生器の伝熱管の材料選定，設計，製作，据付，試験及び検査等は，諸規格，基準に適合させるようにし，また，品質管理や工程管理を十分に行う。ⅱ　水側及びナトリウム側ともに高い純度管理のもとで，蒸気発生器は運転され，水側及びナトリウム側からの伝熱管の材料腐食は抑制される。ⅲ　水漏えい検出設備を設置することにより，万一，伝熱管小破損が生じた場合には，早期に水漏えいは検出され，運転員により発せられる水漏えい信号に基づくプラント運転自動停止操作によりナトリウム・水反応は終息される。（「２．１３蒸気発生器伝熱管小漏えい」参照）
ⅳ　以上のような防止対策にもかかわらず，ナトリウム・水反応による顕著な圧力上昇を生じるような伝熱管破損事故が生じた場合に備えて，以下に示す対策を講じる。
蒸発器と過熱器は，いずれも圧力開放板を介してナトリウム・水反応生成物収納設備に接続されている。事故が生じた蒸気発生器内のナトリウム側圧力が圧力開放板の設定圧力まで上昇すると，圧力開放板は自動的に破れて，ナトリウム・水反応生成物収納設備に開放され，その過度な上昇は抑制される。ナトリウム・水反応により発生する水素ガスはナトリウム・水反応生成物収納設備に放出され，これに付随するナトリウム及び反応生成物のうち液体，固体は反応生成物収納容器でほとんど分離回収される。水素ガスは反応生成物収納容器用圧力開放板を介して大気へ放出，燃焼処理される。
ⅴ　蒸発器に設けたカバーガス圧力計及び蒸発器又は過熱器の圧力開放板の圧力開放検出信号によって，蒸気発生器の水・蒸気側のしゃ断，内部保有水・蒸気の急速ブロー，２次主冷却系循環ポンプ主モータトリップ等の一連のプラント自動停止操作が行われ，ナトリウム・水反応現象は停止される。


ⅵ　蒸気発生器，２次主冷却系配管，中間熱交換器，２次主冷却系循環ポンプ等の２次主冷却系機器・配管はナトリウム・水反応による圧力の上昇に対して構造強度上十分な余裕を持つような設計をする。
ⅶ　プラント自動停止操作により２次冷却材流量が減少し，「２次主冷却系循環ポンプ回転数低」あるいは「２次主冷却系流量低」信号により原子炉は自動停止する。
ⅷ　１次，２次主冷却系循環ポンプにポニーモータを設置し，ポンプトリップ時にポニーモータによる低速運転を行い，１ループのみにても定格出力時炉心流量の約４％を確保し，原子炉停止後の崩壊熱除去が可能なようにする。
３．１６．２　事故経過の解析
（１）　解析条件
蒸気発生器において，伝熱管破損事故が生じた場合の事故時の経過は，水噴出過程，初期スパイク圧発生過程，２次主冷却系内圧力波伝播過程及び準定常圧発生過程について計算コードＳＷＡＣＳを用いて解析する。
解析では，実際よりも十分に厳しい結果を得るために，解析条件を次のように仮定する。
ⅰ　事故発生時の初期状態は，１．２節で述べた初期定常運転条件（原子炉出力は，定格値に定常誤差の２％を加えた出力，すなわち定格出力の１０２％）とする。
ⅱ　解析対象ループは，２次主冷却系配管長が昀短のループとする。これは中間熱交換器での圧力挙動を昀も厳しく評価するためである。ⅲ　破損位置は，水漏えい率が昀も大きくなる蒸発器管束部下部とする。初期スパイク圧評価としては，伝熱管１本の瞬時両端完全破断を想定する。また，準定常圧評価としては伝熱管の破損伝播の影響を考慮して，伝熱管４本の両端完全破断相当の水漏えいを想定する。
ⅳ　蒸気発生器及びナトリウム・水反応生成物収納容器の圧力開放板は，設定圧力に誤差を考慮した昀大圧力で開放するものとする。
（２）　解析結果
（中略）
伝熱管１本が瞬時に完全破断し，水がナトリウム中に噴出し始めると，水とナトリウムが急激に反応し，水素が発生する。このため破断初期において蒸発器胴部にはいわゆる初期スパイク圧が作用する。この初期スパイク圧力のピーク値は約２３㎏／㎝２である。この場合，蒸発器の胴の歪みは小さく，塑性歪みは生じない。この初期スパイク圧の伝播に対して中間熱交換器２次側での圧力ピーク値は約１２㎏／㎝２である。この場合中間熱交換器及び２次主冷却系の機器・配管は塑性歪みを生じるには至らず，各設備の健全性は保たれる。
初期スパイク圧発生後，伝熱管破損伝播による影響も含めて水素の発生が継続するため，蒸発器のカバーガス圧力が上昇し，蒸発器用圧力開放板が開放し，蒸発器内圧力の開放が開始される。圧力開放板開放検出信号によって，蒸気発生器の水・蒸気側のしゃ断，内部保有水・蒸気の急速ブロー，２次主冷却系循環ポンプのトリップ等の一連のプラント停止機能が自動的に行われ，「２次主冷却系循環ポンプ回転数低」信号により原子炉は自動停止する。
反応生成物収納容器内圧力が上昇すると，反応生成物収納容器用圧力開放板が開放し，水素ガスが大気中に放出され，反応生成物収納容器内圧力及び蒸発器内圧力は低下する。大気中に放出される際に水素ガスは燃焼処理される。また，初期スパイク圧減衰後から事故終止まで持続している準定常圧は，蒸気発生器において約９㎏／㎝２以下及び中間熱交換器２次側において約１３㎏／㎝２以下である。準定常圧に対しても蒸気発生器，２次主冷却系機器・配管及び中間熱交換器の歪みは塑性歪みにも至らず，各設備の健全性が損なわれることはない。
３．１６．３　結論
以上のように，実際より十分に厳しい条件での蒸気発生器伝熱管破損事故を仮定しても，ナトリウム・水反応現象による圧力発生に対して，蒸気発生器，２次主冷却系設備及び中間熱交換器の歪みは十分に小さく，健全性が損なわれることはない。
この事故が生じると，ナトリウム・水反応生成物収納設備の作動により，プラント自動停止操作が行われ，「２次主冷却系循環ポンプ回転数低」信号により原子炉は自動停止する。これに伴い，健全ループの各循環ポンプはポニーモータにより低速運転され，安全に原子炉の崩壊熱除去が行われ，炉心冷却能力が失われることはなく，また，原子炉冷却材バウンダリの健全性が損なわれることはない。」
（以上の事実につき，乙１６）
第４　「蒸気発生器伝熱管破損事故」の安全審査
証拠（乙９，１４の３）によれば，科学技術庁は，本件申請者の本件許可申請書及び添付書類に基づいて安全審査を行い，安全審査書案を作成して，これを原子力安全委員会に提出したが，同委員会の評価，判断は安全審査書案のそれと同じであったと認められるところ，この安全審査書案には，２次主冷却系の蒸気発生器設備及び蒸気発生器伝熱管破損事故に対する評価，判断として，次のような記載がある。
１　２次主冷却系の蒸気発生器設備に関する記載
「２．４．２　２次主冷却系（中間冷却系）
（中略）
２次主冷却系と水・蒸気系との境界となっている蒸発器又は過熱器において伝熱管の破損が生じると，２次冷却材のナトリウムと水との反応が生じる。このような事象に対応するために，水漏えい検出設備を設け２次冷却材のナトリウム中及び蒸気発生器カバーガス中の水素濃度を監視することとなっている。小漏えい時には，検出設備からの漏えい警報を受け運転員の判断により水漏えい信号を発することとなっている。本信号により蒸気発生器の水・蒸気側の遮断，内部保有水・蒸気の急速なブロー，２次主冷却系循環ポンプ主モータ・トリップ等の操作を自動で行えるようになっている。
多量のナトリウム・水反応が万一発生した場合は，蒸発器のカバーガス圧力計又は蒸発器と過熱器のそれぞれに設けられる圧力開放板の開放検出器によって検出し，前述と同様の操作が自動的に行われることとなっている。また，蒸発器及び過熱器は，圧力開放板を介して，ナトリウム・水反応生成物収納設備を備えており，万一，多量のナトリウム・水反応が発生した場合でも２次主冷却系の過度の圧力上昇は防止される設計となっている。
（中略）
したがって，２次主冷却系の設計は妥当なものと判断する。」
２　蒸気発生器伝熱管破損事故に関する記載
「５．５．４　蒸気発生器伝熱管破損事故
原子炉出力運転中に，何らかの原因で蒸気発生器の伝熱管が破損し，ナトリウム・水反応による顕著な圧力上昇が生じるような大規模な水漏えい事故を想定している。
Ａ　事故発生の防止のための対策


この事故の発生を防止するため，以下のような対策が講じられることとなっているので，事故発生の可能性は極めて少ないものと認められる。（１）　蒸気発生器の伝熱管の材料選定，設計，製作，据付，試験，検査等は，諸規格，基準に適合させるようにするとともに，品質管理や工程管理を十分に行うこととしている。
（２）　水側及びナトリウム側ともに高い純度管理のもとで，蒸気発生器は運転され，水側及びナトリウム側からの伝熱管の材料腐食を抑制することとしている。（３）　水漏えい検出設備を設置することにより，万一，伝熱管小破損が生じた場合には，早期に水漏えいは検出され，運転員により発せられる水漏えい信号に基づくプラント運転自動停止操作によりナトリウム・水反応を終息することとしている。
Ｂ　事故拡大の防止のための対策
上記のような防止対策にもかかわらず，万一，事故が発生した場合には，事故の拡大防止を図るため，以下のような対策が講じられることとなっている。（１）　蒸発器と過熱器は，いずれも圧力開放板を介してナトリウム・水反応生成物収納設備に接続されることとしており，事故が生じた蒸気発生器内のナトリウム側圧力が圧力開放板の設定圧力まで上昇すると，圧力開放板は自動的に破れて，ナトリウム・水反応生成物収納設備に開放され，圧力の過度な上昇は抑制されることとしている。
（２）　ナトリウム・水反応により発生する水素ガスは収納設備に放出され，これに付随するナトリウム及び反応生成物のうち液体，固体は収納容器で分離回収されることとしている。水素ガスは収納容器用圧力開放板を介して大気へ放出，燃焼処理されることとしている。
（３）　蒸発器に設けたカバーガス圧力計及び蒸発器又は過熱器の圧力開放板の圧力開放検出信号によって，蒸気発生器の水・蒸気側のしゃ断，内部保有水・蒸気の急速ブロー，２次主冷却系循環ポンプ主モータトリップ等の一連のプラント自動停止操作が行われ，ナトリウム・水反応現象は停止されることとしている。（４）　蒸気発生器，２次主冷却系配管，中間熱交換器，２次主冷却系循環ポンプ等の機器・配管はナトリウム・水反応による圧力上昇に対して構造強度上十分な余裕をもつような設計をすることとしている。
（５）　１次，２次主冷却系循環ポンプにポニーモータを設置し，ポンプトリップ時にポニーモータによる低速運転を行い，１ループのみにても定格出力時炉心流量の約４％を確保し，原子炉停止後の崩壊熱除去が行える設計とすることとしている。
Ｃ　事故解析
蒸気発生器においてナトリウム・水反応が発生した場合の影響を評価するため，次の解析条件が用いられている。
（１）　原子炉出力は定格出力の１０２％とする。
（２）　解析対象ループは，２次主冷却系配管長が昀短のループとする。（３）　蒸発器の管束部下部において，初期スパイク圧評価としては，伝熱管１本が瞬時に完全破断を起こすものとする。また，準定常圧評価としては，伝熱管破損伝播の影響を考慮して，伝熱管４本が同時に完全破断するものとする。（４）　蒸気発生器及びナトリウム・水反応生成物収納容器の圧力開放板は，設定圧力に誤差を考慮した昀大圧力で開放するものとする。解析結果によれば，破断初期において蒸発器胴部に作用するいわゆる初期スパイク圧力のピーク値は約２３㎏／㎝２であり，蒸発器の胴の歪みは小さく，塑性歪みには至らない。この初期スパイク圧の伝播に対して中間熱交換器及び２次主冷却系の機器・配管は塑性歪みを生じるには至らず，各設備の健全性は保たれる。また，初期スパイク圧減衰後から事故終止まで持続している準定常圧は，伝熱管破損伝播による影響も含め，蒸気発生器において約９㎏／㎝２以下及び中間熱交換器２次側において約１３㎏／㎝２以下であり，準定常圧に対しても蒸気発生器，２次主冷却系機器・配管及び中間熱交換器の歪みは塑性歪みには至らず，各設備の健全性が損なわれることはない。
したがって，この事故が生じると，ナトリウム・水反応生成物収納設備の作動により，プラント自動停止操作が行われ，「２次主冷却系循環ポンプ回転数低」信号により原子炉は自動停止する。これに伴い，健全ループの各循環ポンプはポニーモータにより低速運転され，炉心の冷却能力が失われることはなく，また，原子炉冷却材バウンダリの健全性が損なわれることはない。」
第５　蒸気発生器伝熱管破損事故の影響と伝熱管破損伝播の機序
１　蒸気発生器伝熱管破損事故の影響
原子炉出力運転中に蒸気発生器伝熱管破損事故が生じると，高圧の伝熱管から水又は蒸気が蒸気発生器内のナトリウム側に噴出（漏えい）し，激しいナトリウム－水反応を起して，１０００℃を超える高熱（反応熱）及び水素ガスが発生する。水・蒸気の漏えいの規模が大きくなると，衝撃圧（初期スパイク圧）が生じ，その後も発生する水素ガスによる圧力上昇（準定常圧）を招く。漏えいが中小規模であった場合でも，後記２のとおりその影響が隣接する伝熱管に及び，それらの伝熱管も破断する危険性があることから，結果として，水・蒸気の大規模漏えいに繋がる可能性がある。
この蒸気発生器伝熱管破損事故による圧力上昇によって危惧されることは，事故が生じた蒸気発生器（蒸発器又は過熱器）はもとより，当該ループの健全な蒸気発生器（蒸発器又は過熱器），２次主冷却系機器・配管，及び中間熱交換器等の設備が損傷を受ける可能性があることである。特に，水素ガス（気体）の混入した２次系冷却ナトリウムが中間熱交換器の障壁を破って１次冷却系に流入すれば，本件原子炉の炉心中心領域ではナトリウムボイド反応度が正であるから，水素が炉心を通過することにより出力が急激に上昇し，炉心が出力暴走を起こす危険がある。２　水（蒸気）漏えいの規模と伝熱管破損伝播の機序（メカニズム）蒸気発生器の伝熱管は，蒸気発生器（円筒形）の胴部を満たすナトリウムの中に浸されている状態にあるが，１本の伝熱管が破損すると，その影響が隣接する他の伝熱管に及び，その伝熱管も破損する可能性がある。その具体的影響は，水・蒸気の漏えい規模，すなわちリーク率（単位時間当たりの水・蒸気の漏えい量）によって異なってくる。その漏えい規模と破損伝播の機序（メカニズム）の概要は，次のとおりである。
（１）　微小漏えい
微小漏えいとは，漏えい規模が毎秒０．１グラム以下の場合をいう。この場合，ナトリウム－水反応生成物が漏えい孔を塞いで漏えいが停止するか，自身の破損孔拡大に向かうかのいずれかをたどる。この段階では，ナトリウム－水反応の結果生成された苛性ソーダ（ＮａＯＨ）のジェット流（リークジェット，噴出流）が隣接伝熱管までは届かないため，破損は他の伝熱管に伝播しない。しかし，この漏えい規模では漏えい検知までに時間がかかり，検知の遅れによって対応が遅れる危険がある。１度塞がった孔が再び開口することもあり，放置すれば破損孔は拡大し，次の小規模漏えい段階へ移行する。
（２）　小規模漏えい


小規漏えいとは，漏えい規模が毎秒０．１ないし１０グラムの場合をいう。この場合，ナトリウム－水反応の結果，高温で腐食性を有する苛性ソーダ（ＮａＯＨ）の反応ジェット（リークジェット，噴出流）が形成され，いわゆるウェステージ効果（苛性ソーダの化学的腐食作用とジェット流による損耗作用（削り取る機械的作用）との相乗効果）により，隣接する他の伝熱管を破損させる可能性がある。漏えいが早期に検知され所定の安全装置が機能すれば，その影響は他の１本を破損させる程度にとどまることになるが，検知が遅れたり，隣接伝熱管が摩耗していたり傷をもっていれば，２次破損する伝熱管は更に増えることになる。
（３）　中規模漏えい
中規模漏えいとは，漏えい規模が毎秒１０グラムないし２キログラムの場合をいう。この場合，反応ジェットの広がりが大きくなり，破損の伝播が複数本に及ぶ可能性がある（マルチウェステージ）。
なお，小・中規模漏えいの段階に入ってくると，他の伝熱管への破損伝播開始時間が急速に早くなる。このため，小・中規模両段階においては，漏えいの検知をできるだけ早くすることが特に重要であるとされている。
（４）　大規模漏えい
大規模漏えいとは，漏えい規模が毎秒２キログラム以上の場合をいう。大規模漏えいになると，次のような危険性がある。
①　大量のナトリウムと水との激しい化学反応により，まず衝撃圧が発生し（初期スパイク圧），次いで，発生した水素ガスによる圧力上昇が起こる（準定常圧）。これらの圧力は，１次主冷却系と２次主冷却系との境界をなす中間熱交換器に及ぶ。これにより，中間熱交換器が破損する危険性がある。②　初期スパイク圧あるいは準定常圧が２次主冷却系機器または配管を損傷し，２次冷却材ナトリウムが空気雰囲気の室内に漏えいし，火災を引き起こす危険性がある。
３　ウェステージ型破損と高温ラプチャ型破損について（１）　ナトリウム－水反応の結果，高温で腐食性を有する苛性ソーダ（ＮａＯＨ）の反応ジェット（リークジェット，噴出流）が形成され，苛性ソーダの化学的腐食作用とジェット流により損耗作用（削り取る機械的作用）との相乗効果によって，隣接伝熱管が損耗，減肉する現象を「ウェステージ（損耗）現象」という。そして，ウェステージ現象によって隣接伝熱管が破損することを「ウェステージ型破損」という。
（２）　これに対して，ナトリウム－水反応によって生じる高温の反応熱のために伝熱管壁が過熱されて，隣接伝熱管の機械的強度が低下し，隣接伝熱管が内部の圧力によって急速に膨れて破裂する現象のことを「高温ラプチャ（破裂）現象」という。そして，高温ラプチャ現象によって隣接伝熱管が破損することを「高温ラプチャ型破損」という。この高温ラプチャ現象は，水（蒸気）の漏えい規模（リーク率）が毎秒１キログラム程度を超えるようになると発生する可能性がある（３）　ウェステージ型破損と高温ラプチャ型破損の双方とも，他の伝熱管へと拡大する（伝播する）可能性がある。
そして，一般に，ウェステージ型破損よりも，高温ラプチャ型破損の方が，短時間に多数の伝熱管を破損させるおそれが高いとされる（以下においては，高温ラプチャ現象又は高温ラプチャ型破損のことを，単に「高温ラプチャ」と呼称することもある。）。
（以上の事実につき，甲イ１２３，１９０，３８３，４４４，甲ニ２の２，乙イ４３，８９，弁論の全趣旨）
第６　蒸気発生器伝熱管破損事故に関して本件申請者が行った実験
１　本件申請者が行ったＳＷＡＴ試験
本件申請者は，大リーク・ナトリウム－水反応解析コードＳＷＡＣＳの検証を行うとともに，ナトリウム－水反応事故に対するシステムの健全性の確認などを目的として，昭和４５年１２月からＳＷＡＴ－１（大・中リーク・ナトリウム－水反応試験），昭和４７年５月からＳＷＡＴ－２（大・微少リーク・ナトリウム－水反応試験），昭和５０年６月からＳＷＡＴ－３（蒸気発生器安全性総合試験），昭和５６年５月からＳＷＡＴ－４（微少リーク・ナトリウム－水反応試験）の各試験を実施した。
このうちＳＷＡＴ－３では１９回の試験が行われたが，前半の７回（Ｒｕｎ－１ないし７）は大リーク・ナトリウム－水反応試験を目的として行われ，後半の１２回（Ｒｕｎ－８ないし１９）は，本件原子炉施設の２次主冷却系の主要機器，配管を約５分の２の縮尺で模擬した装置を用いて，破損伝播試験を目的に行われた。このＳＷＡＴ－３のＲｕｎ－８ないし１９は，昭和５４年から昭和６０年にかけて行われ，初期事象として小・中リークから始まる伝熱管破損伝播の有無とその範囲などを試験したものである。このＳＷＡＴ－３の試験のうち，当事者双方がその是非を争っているＲｕｎ－１６，Ｒｕｎ－１９の各試験の内容及び結果は，次の２，３のとおりである。
２　Ｒｕｎ－１６
Ｒｕｎ－１６は，本件申請者が昭和５６年（１９８１年）に行った伝熱管破損伝播試験である。
同試験においては，１次リーク平均注水率（初期漏えいにおける単位時間当たりの平均注水量）を毎秒２２００グラム，注水時間を６０秒，総リーク水量を２２８キログラムとした。そして，注水管（水漏えいを起こす管）の周囲に配置されるターゲット管として，静止水管（水・蒸気の流動がない伝熱管）６本と，ガス加圧管（水・蒸気の代わりに窒素ガスを充填して内部加圧した伝熱管）４８本が用いられた。
同試験により，静止水管６本のうち１本が，また，ガス加圧管４８本のうち２４本が，それぞれ高温ラプチャによって破損するという結果が得られた。
３　Ｒｕｎ－１９
Ｒｕｎ－１９は，本件申請者が昭和６０年（１９８５年）に行った伝熱管破損伝播試験である。
同試験においては，１次リーク平均注水率を毎秒１８５０グラム，注水時間を３２秒，総リーク水量を６１キログラムとした。そして，ターゲット管としては，流水管３本及びガス加圧管１５本が用いられた。
同試験の結果，ガス加圧管は５本が高温ラプチャによって破損したが，流水管は破損しなかった。


４　ＳＷＡＴ試験結果の科学技術庁等に対する情報提供上記のように，ＳＷＡＴ試験は本件許可申請前から実施され，ターゲット管に高温ラプチャが生じたＳＷＡＴ－３　Ｒｕｎ－１６の試験は，本件許可申請の審査段階の昭和５６年に実施されたものであるが，これらのＳＷＡＴ試験の結果が科学技術庁に情報提供（報告）がされたのは，本件許可処分後の平成６年１１月７日であった。また，科学技術庁がＳＷＡＴ試験に関する報告を原子力安全委員会にしたのは，平成１０年４月になってのことである。
（以上の事実につき，乙イ４３，４４，８７，弁論の全趣旨）第７　イギリスの高速増殖原型炉ＰＦＲにおいて発生した蒸気発生器伝熱管破損事
故（高温ラプチャ）
昭和６２年（１９８７年）２月２７日，イギリスの高速増殖原型炉ＰＦＲ（以下「ＰＦＲ」という。）において，蒸気発生器伝熱管が破損する事故（以下「ＰＦＲ事故」という。）が発生した。その事故の内容及び原因等の概要は，次のとおりである。
１　ＰＦＲの施設の概要及び事故発生箇所
ＰＦＲは，イギリスのドンレーに建設された電気出力２５万ｋｗの高速増殖原型炉である。
冷却系は３ループから構成されている。蒸気発生器は，冷却系１ループ毎に設けられており，それぞれ蒸発器，過熱器，再熱器各１基で構成されている。事故を起こしたのは過熱器（１基）である。過熱器は，オーステナイト系ステンレス鋼製であり，容器内にある多数のＵ字形伝熱管は，上部の管板に溶接され，水平な多孔板構造の伝熱管支持板１０枚で支持されている。事故を起こした箇所は，過熱器の内筒及び伝熱管（外径１５．８８ミリメートル）である。
２　事故の具体的態様
全出力運転中に過熱器の伝熱管において小規模な水漏えいに続いて，大規模な水漏えいが発生した。このため，圧力開放系の破裂板が作動して安全保護系が働き，原子炉とタービンがトリップし，蒸気が排出された。
検査の結果によると，４０本の伝熱管が完全なギロチン破断に相当する破断をしていた（そのうち，３９本は，昀初の１本の破断から約１０秒以内に起こった２次破断であった。）。また，この他にも，７０本の伝熱管が多少の損傷を受けていたことが判明した。
また，中間熱交換器の圧力負荷の設計値は１２バールであるとされているが，事故時に中間熱交換器にかかった昀高圧力は，１０．５バールであると見積もられた。
なお，事故による外部環境への影響はなかったとされている。
３　事故の原因
事故の原因は，次のとおりと推定されている。
（１）　ナトリウムの入口部からの流路である内筒は，６枚の曲板の端が重ね合わされて，円筒状に組立てられている。運転中に内筒の重ね合わせ部（この部分は溶接構造になっていない。）のギャップが大きくなったことから，内筒から管束部へのナトリウムのバイパス流が増加して，伝熱管への衝突流ができた。この流れが昀内層伝熱管の一部に振動を引き起こし，その結果，１３本の伝熱管が内筒に定期的に接触するようになったために，摩耗して減肉を起こし，そのうちの１本に亀裂（小さな軸横断亀裂）が貫通した。
（２）　そのため，この亀裂から小規模な水漏えいに至ったが，このとき，ナトリウム中水素検出器が撤去されていた（もともとは，ナトリウム中水素検出器は備わっていたが，誤認のトリップが非常に多い割りには事故の発生頻度が低いという議論があったことから，ナトリウム中水素検出器は撤去されていた。）ため，初期段階で小リークを検出することができず，異常状態が発見されないままに運転が継続された。その結果，水漏えいが継続し，まず，前記の亀裂の起こった伝熱管が破断して，その後プラントはトリップしたものの，他の伝熱管３９本の破裂（ただし，振動を起こしていた伝熱管１，２本は，トリップ前に破断した可能性がある。）に繋がる伝播現象（２次破断）が起きた。破損のメカニズムは，伝熱管が過熱された結果，物理的強度を失ったことにある。伝熱管束の約半分が過熱されたことを示していた。したがって，この伝熱管破断は，ナトリウムと水の反応熱による高温によって，伝熱管壁の機械的強度が低下して内圧により破損した高温ラプチャ型破損であると判定された。
（３）　ＰＦＲにおいては，蒸気発生器伝熱管破損の設計基準事故は，途中変更されているものの，ＰＦＲ事故の直前の時点では，１本の両端ギロチン破断による毎秒２３キログラムのリーク率の伝熱管破損事故が想定されていて，これに基づく安全解析が行われていたが，高温ラプチャによって伝熱管が２次破断することは，全く想定されていなかった。
（以上の事実につき，甲イ５５，６１，１２５，１８４，２１２，４４３，４４４，甲ニ２の２，原審証人Ｈ）
第８　本件変更許可申請に対する原子力安全・保安院の指導等
１　本件変更許可申請
前記（第１章，第１節，第８）のとおり，本件申請者（核燃料サイクル開発機構）は，本件ナトリウム漏えい事故後の平成１３年６月６日，被控訴人（経済産業大臣）に対し，「空気雰囲気下でのナトリウム漏えいに伴う火災に対する影響緩和機能の充実，強化を図るため，２次ナトリウム補助設備の一部を変更する」ことを理由として，本件変更許可申請を行った。
しかし，原子力安全・保安院は，平成１３年１２月１１日本件申請者に対し，次の２の（２）のとおり文書をもって指導を行い，これを受けて，本件申請者は，次の３のとおり，本件変更許可申請書の一部補正を行った。
２　原子力安全・保安院の指導等
（１）　原子力安全・保安院が行った指導前の再解析の指示原子力安全・保安院は，平成１３年６月１８日，本件申請者（核燃料サイクル開発機構）に対し，旧科学技術庁が安全性総点検に基づき指摘した事項について報告することを求めた。これを受けて，本件申請者は，同年７月２７日，原子力安全・保安院に対し，安全性総点検に関する対応について報告した。原子力安全・保安院は，その報告の内容を検討した結果，蒸気発生器伝熱管破損対策に関しては，次のア，イの事項について更に検討を加える必要があると判断し，本件申請者に対して再解析することを指示した。
ア　伝熱管の肉厚値の変更


本件申請者は，本件原子炉施設に実装されている伝熱管の肉厚の実測値を統計的に処理した値「４ミリメートル」を伝熱管肉厚として解析しているが，詳細設計段階では昀小肉厚３．５ミリメートルを基準としていること，現実に３．６ミリメートルの個所があることから，伝熱管の肉厚値は，３．５ミリメートルとして検討すること。
イ　膜沸騰の考慮
本件申請者の当初の解析では，膜沸騰発生時の熱伝達率の減少について十分反映されていなかったので，これを考慮して検討すること。なお，膜沸騰とは，水と接する金属が急速に加熱されたときに起こる現象で，接している面付近で局所的に発生した蒸気が，水と金属の間に膜状に広がり，水と金属の接触を阻害して，熱伝達が急激に小さくなるような沸騰状態のことをいう。要するに，原子力安全・保安院の膜沸騰に関する指示は，本件申請者の解析は，伝熱管内への熱伝達率が大きく評価されており，その結果として，水・蒸気による伝熱管の冷却作用も過大に評価しているので，この点に関する検討が必要であるとの趣旨である。
（２）　原子力安全・保安院の指導の趣旨及び内容
ア　原子力安全・保安院は，本申請者がした再解析を検討したうえ，平成１３年１２月１１日，本件申請者に対し，「高速増殖原型炉もんじゅの蒸気発生器計装等の設置許可申請書への記載について」と題する書面をもって，カバーガス圧力計等の位置付けを一層明確にするのが適当であるとして，設置許可申請書本文の「蒸気発生器計装」と記載されている部分を「カバーガス圧力計等の蒸気発生器計装」と明記するとともに，併せて，その他の蒸気発生器伝熱管破損時の影響緩和に関係する設備について当該申請書の添付資料に追記するように指導を行った。イ　原子力安全・保安院は，カバーガス圧力計等の位置付けを一層明確にするのが適当であると認めた理由の根拠について，「平成７年に発生した２次系ナトリウム漏えい事故を受けて，平成８年から平成１０年にかけて行われた旧科学技術庁の安全性総点検においては，伝熱管破損に伴う高温ラプチャの可能性についても検討が行われ，安全性総点検報告書（平成１０年３月）において伝熱管が高温ラプチャによって破損伝播することはないとしているものの，今後とも検討する必要がある旨が示された。これを踏まえ，貴機構において検討を行った結果が当院に報告され，当院として説明を聴取しその内容を検討したところ，カバーガス圧力計での初期水リークの検出による場合は，高温ラプチャが発生する判断基準を下まわる結果となっているものの，圧力開放板開放検出器での検出による場合は，高温ラプチャが発生する判断基準を上まわる結果と評価された。したがって，当院としては，もんじゅに当初から設置されている蒸気発生器計装のうちカバーガス圧力計による初期水リークの確実な検出が高温ラプチャ発生防止のうえで重要と判断するものであり，もんじゅの安全性総点検報告への対応の一環として，この点を念のため設置許可申請書において明確にすることが適当と判断した。」と説明している。
３　本件変更許可申請書の一部補正
本件申請者は，原子力安全・保安院の上記指導に従って，平成１３年１２月１３日，「高速増殖原型炉もんじゅ原子炉設置変更許可申請書（原子炉施設の変更）本文及び添付書類の一部補正」と題する書面を被控訴人（経済産業大臣）に提出して，本件変更許可申請書の一部補正を行ったが，その主要なものは，次の（１）ないし（５）のとおりである。
（１）　カバーガス圧力計及び圧力開放板開放検出器の機能基準の明確化本件許可申請書添付書類八の「プロセス計装」の「安全保護系以外のプロセス計装」のうち，「蒸気発生器計装」の項目について，一部補正において，カバーガス圧力計の設定圧等を具体的に明記する旨の変更をした。すなわち，①　蒸発器のカバーガス圧力計は，設定圧を約０．１５ＭＰａ［ｇａｇｅ］とし，多重性をもった設計とすること，②　圧力開放板開放検出器は，約０．３ＭＰａの差圧で開放する圧力開放板を設置し，その信号系は多重性をもった設計とすることの２つが明記された。
（２）　カバーガス圧力計の位置付け
本件変更許可申請書においては，「発電用軽水型原子炉施設の安全機能の重要度分類に関する審査指針」を参考にして，安全機能を有する構築物，系統及び機器を，それが果たす安全機能に応じて，①　異常発生防止系（ＰＳ系，その機能の喪失により，原子炉施設を異常に陥れ，もって一般公衆ないし従事者に過度の放射線被ばくを及ぼすおそれのあるもの）と，②　異常影響緩和系（ＭＳ系，原子炉施設の異常状態において，この拡大を防止し，又はこれを速やかに収束せしめ，もって一般公衆ないし従事者に及ぼすおそれのある過度の放射線被ばくを防止し，又は緩和する機能を有するもの）の２種類に大別することとし，ＰＳ系，ＭＳ系それぞれにつき，その有する安全機能の重要度に応じ，重要な順から，クラス１，クラス２及びクラス３に更に分類することとした。そして，本件変更許可申請書において，２次ナトリウム補助設備（２次ナトリウム充填ドレン系）がＭＳ－２クラス（異常状態への対応上特に重要な構築物，系統及び機器）に分類することになっていたが，今回の一部補正において，「プロセス計装（蒸発器のカバーガス圧力計）」をＭＳ－２クラスの「２次主冷却系の過圧抑制機能」の「特記すべき関連系」の欄に掲記し，蒸発器のカバーガス圧力計を「異常状態への対応上特に重要な構築物，系統及び機器」（ＭＳ－２クラス）と位置づけることを明らかにした。
（３）　水蒸気ブロー系の強化（放出弁の増加）
本件許可申請書添付書類八の「タービン及び付属設備」の「主要設備」の「主蒸気系設備」の「第１１．３－１表　主蒸気系設備の設備仕様」を変更し，蒸発器入口放出弁，蒸発器出口放出弁，過熱器入口放出弁，過熱器出口放出弁，給水止め弁及び過熱器入口止め弁の各記載を追加した（これらの各弁は，本件許可処分後に，本件申請者により，本件原子炉施設の主蒸気系設備として実際に設置されていたが，原子炉設置変更許可申請書の一部補正によって，それを明確にすることにした。）。
なお，これとともに，水蒸気ブローをより早期に完了することを目的として，蒸発器入口放出弁を従来の３個から６個に（１ループ当たりでは，１個から２個に），蒸発器出口放出弁を従来の６個から９個に（１ループ当たりでは，２個から３個に），各変更することとし，その個数についても明記することとした。
（４）　蒸気発生器伝熱管水漏えい対策の表現の変更


本件許可申請書添付書類八の２次主冷却系設備の概要とその設計方針に関する記載中の「５．２　設計方針」の「（６）　蒸気発生器伝熱管水漏えい対策」（本節，第３の１）の欄について，下記のように表現が変更された。
「（６）　蒸気発生器伝熱管水漏えい対策
ナトリウム・水反応を早期に検知し，破損の拡大を防止・抑制するため，水素計による水漏えい検出設備を２次主冷却系配管及び蒸気発生器カバーガス空間に設ける。
水素計信号に基づき，運転員により発せられる水漏えい信号により，蒸気発生器水・蒸気側のしゃ断，内部保有水・蒸気の急速なブロー，２次主冷却系循環ポンプ主モータトリップ等の一連のプラント自動停止操作が行えるように設計する。ナトリウム・水反応による顕著な圧力上昇を生じるような伝熱管破損に際しては，大規模漏えいへの拡大を防止・抑制するため，蒸発器にカバーガス圧力計による水漏えい検出設備を設ける。この水漏えい信号に基づき，一連のプラント自動停止操作ができるように設計する。
万一の蒸気発生器伝熱管の大規模漏えいに対しては，その影響により，原子炉施設の安全性を損なうことのないよう２次主冷却系の過度の圧力上昇を防ぐため，ナトリウム・水反応生成物収納設備を設ける設計とする。また，蒸発器及び過熱器に設けた圧力開放板の開放検出器による水漏えい検出設備を設ける。この水漏えい信号によって，一連のプラント自動停止操作ができるように設計する。（以下略）」（５）　蒸気発生器伝熱管破損事故の防止対策についての変更本件許可申請書添付書類十には，前記（本節，第３の２）のとおり，蒸気発生器伝熱管破損事故に関する記載があるが，このうち，「（２）　防止策」の項のⅲないしⅴは，次のⅲないしⅵのとおりに変更され，高温ラプチャの防止ということが明言されるようになった（なお，従前のⅵ，ⅶ，ⅷは，それぞれ新たなⅶ，ⅷ，ⅸとなった。）。
「ⅲ　水漏えい検出設備を設置することにより，万一，伝熱管小規模漏えいが生じた場合には，早期に水漏えいは検出され，運転員により発せられる水漏えい信号に基づく蒸気発生器の水・蒸気側のしゃ断，内部保有水・蒸気の急速なブロー，２次主冷却系循環ポンプ主モータトリップ等の一連のプラント自動停止操作が行えるように設計する。（「２．１３蒸気発生器伝熱管小漏えい」参照）ⅳ　以上のような防止対策にもかかわらず，ナトリウム・水反応による顕著な圧力上昇を生じるような伝熱管破損に際しては，蒸発器に設けたカバーガス圧力計により水漏えいを検出する。この水漏えい信号に基づく一連のプラント自動停止操作により，伝熱管の高温ラプチャ型破損の発生を防止するとともに，損耗作用による破損伝播を抑制できる設計とする。
ⅴ　さらに過度な圧力上昇を生じるような伝熱管破損事故が生じた場合に備えて，ナトリウム・水反応生成物収納設備を設ける設計とする。蒸発器と過熱器は，いずれも圧力開放板を介してナトリウム・水反応生成物収納設備に接続される。事故が生じた蒸気発生器内のナトリウム側圧力が圧力開放板の設定圧力まで上昇すると，圧力開放板は自動的に破れて，ナトリウム・水反応生成物収納設備に開放され，過度な圧力上昇が抑制できる設計とする。ナトリウム・水反応により発生する水素ガスはナトリウム・水反応生成物収納設備に放出され，これに付随するナトリウム及び反応生成物のうち液体，固体は反応生成物収納容器でほとんど分離回収される。水素ガスは反応生成物収納容器用圧力開放板を介して大気へ放出，燃焼処理できるように設計する。
ⅵ　蒸発器又は過熱器の圧力開放板開放検出器の信号によって，一連のプラント自動停止操作ができる設計とする。」
（以上の事実につき，乙１６，乙イ９４，９６，９７，弁論の全趣旨）
第９　当裁判所の判断
１　本件原子炉施設の蒸気発生器の特徴等と技術的課題
（１）　本件原子炉施設の蒸気発生器の特徴等
液体金属冷却高速増殖炉である本件原子炉の冷却材が水と激しく反応するナトリウム（液体金属）であることから，本件原子炉施設においては，放射能を帯びた１次系冷却材ナトリウムと水とが直接熱交換することを避け，１次冷却系と水・蒸気系との間に中間熱輸送系（中間冷却系）として，非放射性の２次冷却系が設けられていることは，既述のとおりである（本節，第１の４参照）。しかし，２次冷却材もナトリウムである以上，蒸気発生器において，ナトリウムと水との間で，熱交換が行われることには変わりがない。すなわち，伝熱管の壁１つを隔てて，ナトリウムと水・蒸気とが併存しながら熱交換を行うのである。この点において，水と水との間で熱交換が行われる軽水炉の蒸気発生器とは根本的な相違がある。高温ナトリウムと水とが直接接触した場合のナトリウム－水反応については，前節で詳しく述べたところであるが，蒸気発生器の伝熱管に損傷が生じ，伝熱管から水・蒸気が漏えい（リーク）すれば，それが大量のナトリウムの中に直接噴出するのであるから，激しい反応熱や水素ガスが発生し，深刻な事態を招くことは容易に想像することができる。本件申請者がＳＷＡＴ試験を繰り返し行ったのも，蒸気発生器伝熱管からの水・蒸気漏えい（リーク）の危険性を充分に認識していたからであると思われる。
本件原子炉は，高速増殖炉としては我が国昀初の原型炉であり，本件申請者は，その前の段階の実験炉「常陽」の建設，稼働の経験は有しているものの，「常陽」には発電能力がなく，蒸気発生器は設置されていなかった（第１章，第１節，第３の３参照）。したがって，我が国においては，蒸気発生器が設置された高速増殖炉としては，本件原子炉が昀初であり，稼働実績は全くなく，未知の分野のあることは避けられない。それだけにその安全性の評価については，慎重かつ保守的な審査が必要である。
（２）　蒸気発生器の技術的課題
ア　高速増殖炉の蒸気発生器の特徴等が上記のようなものである以上，事故防止対策として肝要なことは，伝熱管から水・蒸気が漏えいしない設計施工が確保されることである。このためには，伝熱管が高温高圧に耐え，腐食に強く，強度も堅牢強固であることが要求される。特に，伝熱管の内外の圧力差は，軽水炉の場合，約９０気圧であるのに対し，本件原子炉では，約１３０ないし１５０気圧であり，本件原子炉の伝熱管壁には軽水炉の約１．５倍の高圧がかかっているだけに，耐圧性を確保することは重要であり，それに応えるには，伝熱管の肉厚を安全余裕を持った厚さにすることが望ましい（甲イ４４４）。


イ　しかしながら，蒸気発生器は，熱交換をすることを目的としているものである。したがって，高速増殖炉の場合に限らず，発電施設の蒸気発生器は，熱交換が昀も効率的に行われるように設計されるのは当然である。そのために蒸気発生器は，一般的には，長い細管（伝熱管）を多数束ね，これを１つの容器に納める構造となっている。そして，伝熱管の肉厚を薄くすることが熱伝達効率を高めることになるのは，いうまでもないことである。特に，高速増殖炉の場合，ナトリウムの熱容量が小さいこと（熱しやすく冷めやすい）から，肉厚を余り厚くすれば，原子炉起動・停止時の伝熱管の内外の温度差が大きくなり，熱衝撃や過大な熱応力がかかることになって伝熱管破損の原因となりやすい。
（甲イ４４４，弁論の全趣旨）
ウ　かくして，高速増殖炉の蒸気発生器伝熱管は，設計上，深刻なジレンマ（矛盾）を抱えざるを得ない。これに加え，軽水炉の蒸気発生器の使用温度は昀高で約３２０℃とされているのに対し，本件原子炉施設の２次冷却材の昀高使用温度は，蒸発器において４９０℃，過熱器で５２５℃であり（甲イ４４４，乙１６），本件原子炉施設の蒸気発生器伝熱管は，軽水炉のそれよりはるかに高い温度に曝されている。また，伝熱管から水・蒸気がナトリウム側に漏えいすれば，その周辺の昀高温度は１０００℃を超える高温となり（乙イ４３，４４），極めて過酷な条件に置かれることとなる。こうしたことから，高速増殖炉の蒸気発生器の設計・施工には技術的困難が伴うことが窺われる。本件原子炉施設の蒸気発生器の伝熱管は，蒸発器では，外形３２ミリメートル，肉厚約３．８ミリメートルのクロム・モリブデン鋼製，過熱器では，外形約３２ミリメートル，肉厚約３．５ミリメートルのオーステナイト系ステンレス鋼製となっているが（本節，第１の２の（２）参照），これは，弁論の全趣旨によれば，本件申請者の行ったＳＷＡＴ試験を踏まえ，また，諸外国の原子炉施設を参考にしたものと認められる。しかし，本件原子炉の稼働実績は試運転だけであるから，実機によってその妥当性が実証されている訳ではない。エ　さらに，高速増殖炉の蒸気発生器の伝熱管の構造としては，Ｕ字形，直管型，ヘリカルコイル型などがあるが，本件原子炉施設においては，ヘリカルコイル型を採用している（乙１６，甲イ１１９ないし１２３，４４４）。しかし，ヘリカルコイル型は，伝熱管がナトリウムの流れと直交して熱伝達効率に優れているものの，伝熱管が幾重にも螺旋状に曲折し，ナトリウム液位中の部分に溶接箇所が非常に多いのが特徴であるが，溶接箇所は熱応力や熱衝撃を受けやすく，それだけに破損の可能性は増大する（甲イ４４４）。
被控訴人は，伝熱管の溶接部は，構造信頼性や欠陥検出性に優れた突き合わせ溶接継手構造とした上，全自動の電気溶接機で施工し，非破壊検査等の所定の検査を行ったと主張するが，たとえそうであっても，程度の差はともかく，伝熱管が健全性を維持する上で溶接部を持つことが不利であることに変わりはない。
２　本件安全審査における高温ラプチャの審査の有無
（１）　被控訴人の主張
被控訴人は，「内閣総理大臣は，仮に，本件原子炉施設の蒸気発生器伝熱管が破損するとしても，高温ラプチャは生じ得ず，本件安全審査における蒸気発生器伝熱管破損事故に係る安全評価において高温ラプチャを考慮する必要はないと判断した。」と主張する。
（２）　被控訴人の主張に対する判断
ア　本件許可申請書の添付書類十の蒸気発生器伝熱管破損事故の項目には，同事故の解析条件として，「初期スパイク圧評価としては，伝熱管１本の瞬時両端完全破断を想定する。また，準定常圧評価としては伝熱管の破損伝播の影響を考慮して，伝熱管４本の両端完全破断相当の水漏えいを想定する。」との記載がある（本節，第３の２参照）。しかし，本件許可申請書には，蒸気発生器伝熱管の破損伝播の原因となる高温ラプチャに関する記述は一切見当たらない（乙１６）。そして，本件申請者の職員で，平成６年７月にもんじゅ建設所副所長に就任したＪは，その陳述書（乙イ４３）において，「昭和５０年ころ，もんじゅ蒸気発生器の設計基準水リークとして，初期事象として伝熱管１本の瞬時両端完全破断（いわゆる瞬時ギロチン破断），さらに，伝熱管破損伝播による影響を考慮して伝熱管４本の両端完全破断相当の水リーク率としました。これは，初期事象としては，伝熱管１本からの水リークとしては，瞬時ギロチン破断が昀大値であることから，伝熱管破損伝播による影響としては，（中略）各種のナトリウム－水反応試験から得られていた研究成果や，当時の海外情報を基に，伝熱管破損伝播のメカニズムとしては，ウェステージ型破損が支配的であると考え，４本両端完全破断相当の水リーク率を考えれば十分保守性があるであろうと判断し，設計基準水リークとしたものです。同じリーク孔であれば，水リーク率は，水・蒸気密度の高い蒸発器の方が過熱器よりも大きくなりますので，設計基準水リークとしては，４本両端完全破断が蒸発器で発生するとして，水リーク率は約５０ｋｇ／ｓとなります。」と述べている。
イ　科学技術庁が本件安全審査の際に作成して原子力安全委員会に提出した安全審査書案の蒸気発生器伝熱管破損事故に関する記述は，前記（本節，第４の２）のとおりであるが，これは，本件許可申請書添付書類十に記載された解析の条件とその結果をそのま是認したにとどまり，高温ラプチャに関しては，何ら触れていない。また，原子力安全委員会が内閣総理大臣に提出した「動力炉・核燃料開発事業団，高速増殖炉もんじゅ発電所の原子炉の設置について」の答申（乙１４の３）も，高温ラプチャに言及したところはない。
ウ　本件申請者が行ったＳＷＡＴ試験で高温ラプチャが生じたＲｕｎ－１６（実施した時期は本件安全審査が行われていた昭和５６年）の試験結果が科学技術庁に情報提供（報告）されたのは，本件許可処分後の平成６年１１月であり，科学技術庁がこれを原子力安全委員会に報告したのは，平成１０年４月のことである（本節，第６の４参照）。また，高温ラプチャによって伝熱管が大量に破損したイギリスのＰＦＲ事故が起こったのは，本件許可処分後の昭和６２年２月のことであった（本節，第７参照）。


エ　京都大学原子炉実験所のＫは，その陳述書（甲イ４４４）において，「ＰＦＲ事故が起こるまでは，高温ラプチャが現実のプラントで大規模に発生するとは，世界の専門家の誰も予想していなかったことである」旨を述べているが，このＫの供述が誤りといえないことは，１９９０年９月に行われたＩＥＡＥ（国際原子力機関）の蒸気発生器破損伝播に関する専門家会議の報告書（甲イ１８４）からも窺われるところである。また，本件許可申請前の昭和５３年１２月に原子力安全委員会原子炉安全専門審査会委員になり，平成１０年４月，原子力安全委員会委員長に就任した原審証人Ｉの証言によれば，本件安全審査当時，原子力安全委員会は，高温ラプチャという破損伝播に関するメカニズムの知見自体を欠いていたと疑わざるを得ない。
オ　本件安全審査当時の昭和５６年２月に科学技術庁原子力安全技術顧問となり，昭和６２年１１月原子力安全委員会原子炉安全基準専門部会委員に，平成５年６月原子力安全委員会原子炉安全専門審査会委員に各就任した原審証人Ｈは，主尋問において，イギリスのＰＦＲ事故以前から，伝熱管の破損伝播の現象としてウェステージ型と高温ラプチャ型の２種類があることは認識しており，本件申請者の実験等により本件原子炉施設の蒸気発生器では高温ラプチャは起こらないことを確認した旨証言する一方，反対尋問において，高温ラプチャが起こらないことを確認した本件申請者の実験とはＳＷＡＴ－３試験のことであると証言している。しかし，前述のとおり，本件申請者がＳＷＡＴ試験の結果を科学技術庁に報告したのは本件許可処分後の平成６年１１月のことであるから，本件安全審査当時，科学技術庁がＳＷＡＴ試験の内容を知る由もなく，上記原審証人Ｈの証言が，本件安全審査当時，科学技術庁が高温ラプチャが生じないことを確認していたという趣旨であれば，同証言は到底措信できるものではない。
カ　以上の事実によれば，本件申請者は，本件許可申請当時，蒸気発生器の伝熱管破損事故において高温ラプチャが生ずるとは想定していなかったことが明らかであり，審査機関である科学技術庁及び原子力安全委員会も，本件申請者がした解析を単に是認したにとどまり，高温ラプチャによる破損伝播が生じるかも知れないとの観点から，本件安全審査を行ったと認めることはできない。そうすると，総理大臣は本件原子炉施設の蒸気発生器において高温ラプチャが生じないことを確認したとの被控訴人の主張は採用することができず，本件安全審査においては，蒸気発生器伝熱管破損事故の安全評価につき，高温ラプチャによる伝熱管の伝播破損の可能性の調査審議及び判断を欠落したものというべきである。３　本件原子炉施設の蒸気発生器における高温ラプチャ発生の可能性
（１）　判断の前提
ア　被控訴人は，本件原子炉施設において，ＰＦＲ事故のような蒸気発生器伝熱管破損事故の発生の可能性自体を否定する。しかし，ここでは，本件申請者が本件許可申請書で「評価の考え方」及び「安全評価審査指針」に基づいて選定した「蒸気発生器伝熱管破損事故」（設計基準事故）の安全評価につき，その事故拡大防止対策の是非を検討する前提として，高温ラプチャの発生の可能性の有無を論じようとするものである。被控訴人が如何に主張しようとも，本件申請者が選定した「蒸気発生器伝熱管破損事故」が本件安全審査の対象となり，その調査審議，判断の過程の過誤，欠落が争われている本件において，伝熱管破損事故の発生の可能性自体を否定して，本件安全審査の正当性を主張することは許されない。したがって，ここにおいては，本件申請者が想定した「蒸気発生器伝熱管破損事故」のような事故が発生する可能性のあることを前提として，論を進めることとする。イ　そこで，本件申請者が想定した「蒸気発生器伝熱管破損事故」の内容を見ると，それは，前述のとおり（本節，第３の２），定格出力１０２パーセントの原子炉運転時に，２次主冷却系配管長が昀短のループの蒸発器束部下部の伝熱管１本が瞬時両端完全破断するというものである。また，これによる水漏えい量は，隣接管の伝播破損による２次リークも考慮し，伝熱管４本の両端完全破断相当の水量が想定されている。そして，本件申請者の想定した隣接管の伝播破損がウェステージ型破損であり，高温ラプチャ型破損ではないことは，当事者間に争いがない。ウ　本件においては，高温ラプチャ発生の可能性の有無が主要な争点の１つとされ，これよりそれに対する判断を示すことにするが，その前に，ここでもう一度，ウェステージ現象と高温ラプチャ現象について確認しておくことにする。これについては，既に本節，第５の３で触れたところであるが，要するに，両現象とも，蒸気発生器伝熱管が破損して水・蒸気が漏えいし，ナトリウム－水反応が生じた場合に，破損伝熱管に隣接する他の健全な伝熱管が破損する現象である。そして，ウェステージ現象とは，破損伝熱管からの噴出流がナトリウムとの反応により強い腐食性のある高温の噴出流となり，これが隣接伝熱管に衝突し，健全な伝熱管を局部的に損耗，減肉して破損させる現象をいう。これに対し，高温ラプチャ現象とは，ナトリウム－水反応による高温の反応熱により隣接伝熱管の機械的強度が低下し，その伝熱管が内部の水・蒸気の圧力によって急速に膨張して破裂する現象をいう。（２）　被控訴人が高温ラプチャが生じないとする論拠控訴人らは，イギリスのＰＦＲ事故，ＳＷＡＴ－３試験及び後に述べるドイツのインターアトム社の実験などを例に，本件原子炉施設の蒸気発生器においても高温ラプチャが生じる具体的危険性があると主張するのに対し，被控訴人は，本件原子炉施設の蒸気発生器ではその可能性はないと主張する。被控訴人の主張によれば，被控訴人が本件原子炉施設の蒸気発生器では高温ラプチャが生じないとする主要な論拠は２つある。１つは，伝熱管破損事故が起これば，早期に水漏えいを検出するシステムが整っていること，もう１つは，水漏えいを検知すれば，直ちに水・蒸気の急速ブローなどの事故拡大防止のための適切な操作が行われること，である。そこで，以下（３），（４）において，これらの主張の当否について判断する。
（３）　被控訴人の論拠１（水漏えいの検出システム）に対する判断
ア　被控訴人の主張


伝熱管が破損して水・蒸気の漏えいがあれば，蒸気発生器のナトリウム側に水素ガスの発生とそれによる圧力の上昇が生じる。そこで，本件原子炉施設の蒸気発生器では，水漏えい検出設備として，水素計，カバーガス圧力計及び圧力開放板開放検出器を設け，伝熱管からの水漏えいを早期に検出するシステムを整えている。（ア）　小規模漏えいの場合には，水漏えい検出設備（水素計）からの漏えい警報を受け，運転員の判断により水漏えい信号を発する。この信号により，蒸気発生器内の水・蒸気側のしゃ断，内部保有水・蒸気の急速なブロー，２次主冷却系循環ポンプ主モータトリップ等の操作が自動で行われる。
イギリスのＰＦＲでは，事故当時，ナトリウム中の水素検出器が撤去されていたため，初期の段階で蒸気の小リークを検出することができなかったが，本件原子炉施設では，水素計が設置されているので，そのようなことはない。（イ）　万一，多量のナトリウム－水反応が発生した場合には，蒸発器のカバーガス圧力計又は蒸発器と過熱器のそれぞれに設けられている圧力開放板の開放検出器によってこれを検出し，上記（ア）と同様の操作が自動で行われる。
イ　被控訴人の主張に対する判断
（ア）　水素計について
（あ）　証拠（乙イ４３）によれば，本件原子炉施設の２次主冷却系設備の各部（蒸発器及び過熱器の各ナトリウム出口配管とカバーガス部，循環ポンプ入口ナトリウム配管）には，水漏えい検出設備としての水素計が１系統に５基（ナトリウム中水素計が３基，アルゴンガス中水素計が２基）ずつ設置されていること，このうちナトリウム中水素計は，２次系ナトリウム中の水素濃度を検出することによって水漏えいを監視することを目的とした計器であること，の各事実が認められる。（い）　そして，ＰＦＲでも，ナトリウム中水素検出器は当初備えられていたが，誤認のトリップが多いため，事故当時は撤去されていたことは，前述のとおりである（本節，第７の３参照）。
（う）　しかしながら，証拠（甲イ３８３，４４４，乙イ４３）によれば，①本件原子炉施設の水素計の検知能力は，水漏えい率が毎秒１グラム以下では，水漏えい率が低くなるにつれて検出時間（検出するのに要する時間）が遅くなること，②例えば，水漏えい率が毎秒０．００１グラムの場合には検出時間は１万秒（約２時間４６分）以上となり，水漏えい率が毎秒０．０１グラムの場合には検出時間は１０００秒（約１６分）以上となり，水漏えい率が毎秒０．１グラムの場合には検出時間に数分以上要すること，③また，水漏えい率が毎秒１グラムから１キログラムの範囲でも検出時間は約１分となることが認められる。
これによれば，ナトリウム中水素計が設置されているとはいっても，これによっては水漏えいを検知するまでに相当の時間を必要とすることが認められる。しかも，上記各証拠によれば，破損伝播開始時間と比べてみると，水漏えい率が毎秒０．１グラムを少し上回る程度から毎秒１０００グラム（１キログラム）までの範囲では，水漏えいを検知できる時間より破損伝播開始時間の方が早いこと（すなわち，水漏えいを検知する前に伝熱管の伝播破損が始まること）が認められる。ちなみに，高温ラプチャ型破損は，ウェステージ型破損よりも一般的に破損伝播に至る時間が短いとされている（弁論の全趣旨）。
（え）　以上によれば，本件原子炉施設の２次主冷却系設備にはナトリウム中水素計が設置されているとはいっても，水漏えい率が毎秒０．１グラムを少し上回る程度から毎秒１０００グラム（１キログラム）までの場合の広範囲にわたって，水漏えいを検知する前に伝熱管の破損伝播が始まる可能性があり，その意味で，ナトリウム中水素計は，水漏えいの早期検出には必ずしも有効ではないと認められる（特に，微小漏えいが比較的早くに小・中規模漏えいに拡大した場合には，不安がある。）。そうすると，本件原子炉施設においても，ナトリウム中水素計の水漏えいの検出が遅れ，伝熱管破損の伝播（拡大）に繋がる可能性を否定することはできない。
（イ）　カバーガス圧力計及び圧力開放板開放検出器について（あ）　被控訴人は，小規模以外の水漏えい（リーク）については，圧力上昇を検出するカバーバス圧力計と圧力開放板開放検出器によって，これを早期に検知することができると主張する。
しかし，前述（本節，第８の２，３）のとおり，原子力安全・保安院は，平成１３年１２月１１日，本件申請者に対し，本件申請者が本件ナトリウム漏えい事故の発生を受けて行った安全性総点検における伝熱管破損に伴う高温ラプチャの可能性についての検討結果（原子力安全・保安院の指示により，伝熱管の肉厚を３．５ミリメートルとするとともに，膜沸騰を考慮して再解析したもの）によれば，カバーガス圧力計での初期水リークの検出による場合は，高温ラプチャが発生する判断基準を下まわる結果となっているものの，圧力開放板検出器での検出による場合，高温ラプチャが発生する判断基準を上まわる結果と評価されたとして，本件変更許可申請書の補正を指導し，本件申請者もこれに従っているところである。以上のことは，要するに，圧力上昇の検出が遅い圧力開放板開放検出器を基準とすれば，高温ラプチャの発生を防止できないということであり，この点において，被控訴人の主張は根拠を失ったものというべきである。（い）　原子力安全・保安院は，カバーガス圧力計を基準にすれば，高温ラプチャの発生前に水漏えいを検出できるとしているが，証拠（乙イ９６）によれば，カバーガス圧力計による場合でも，高温ラプチャ発生基準である累積損傷和（この数値が１を超えると，解析上高温ラプチャが生じると判断される。）は，運転状態が①定格，②４０％給水，③１０％給水の各場合につき，①が０．７７，②が０．９５，③が０．９７であり，余裕は極めて少なく，特に②，③の数値は，限りなく１に近いことが明らかである。
このようにカバーガス圧力計でも，高温ラプチャ発生までの時間的余裕は非常に小さいものであることからすると，水漏えい検知システムとして万全とは到底認め難い。
しかも，カバーガス圧力計が過熱器に設置されているかどうかは定かではないが，仮に設置されているとしても，過熱器においては，カバーガス圧力計による水漏えい検出機能は期待されていないから（本節，第３の１，２参照），過熱器での小規模を超える水漏えいの検出は，圧力開放板開放検出器に頼らざるを得ないところ，圧力開放板開放検出器によるのでは，高温ラプチャの発生を防止できないことは上記のとおりである。
（ウ）　以上の認定判断によれば，本件原子炉施設の蒸気発生器では，伝熱管破損事故が起こっても早期に水漏えいを検出するシステムが整っているから高温ラプチャは生じない，という被控訴人の主張は，これを是認することができない。（４）　被控訴人の論拠２（水・蒸気の急速ブローなどの対応対策）に対する判断
ア　被控訴人の主張


（ア）　前述のとおり，上記各検出器が水漏えいを検知すると，小規模漏えいの場合には水漏えい検出設備（水素計）からの警報を受けた運転員の発する信号により，また，その他の場合にはカバーガス圧力計又は圧力開放板開放検出器の発する信号により，蒸気発生器内の水・蒸気側のしゃ断，内部保有水・蒸気の急速なブロー，２次主冷却系循環ポンプ主モータトリップ等の操作が自動的に行われる。（イ）　高温ラプチャは，ナトリウム－水反応による高温の反応熱により隣接伝熱管の機械的強度が低下し，かつ伝熱管内の水・蒸気の圧力（内圧）が高い場合に，内圧によって急速に膨れて破裂（ラプチャ）する現象である。したがって，高温ラプチャ型破損は，水の漏えいを早期に検出し，急速に水・蒸気を外部に逃がすことにより，伝熱管内を冷却（水・蒸気の流動による管内冷却効果）しながら圧力を急速に低下させることができれば，その発生を回避することが可能である。本件原子炉施設においては，上記のとおり，伝熱管からの水・蒸気の漏えいが検出されれば，急速ブロー及び給水の停止によりナトリウム－水反応を抑制し，伝熱管内の圧力を低下させる対策が施されているのであるから，高温ラプチャが生じることはない。
（ウ）　イギリスのＰＦＲ事故で高温ラプチャが発生したのは，ＰＦＲが伝熱管からの小リークを早期に検知できなかったことに加え，急速ブロー系が備えられていなかったために，プラントのトリップ後に伝熱管内部の水・蒸気の急速なブローができず，伝熱管内の冷却と圧力の急速低下ができなかったからである。（エ）　ＳＷＡＴ－３　Ｒｕｎ－１６試験においては，伝熱管が高温ラプチャにより破損したが，これらの伝熱管は，いずれも内部に静止した蒸気又はガスを密閉したものであり，水・蒸気の流動による冷却効果が全く期待できないものであった。しかし，本件原子炉施設の蒸気発生器においては，急速ブローによる水・蒸気の流動が期待できるのであるから，高温ラプチャが生じることはない。現に，Ｒｕｎ－１９試験では，ガス加圧管５本は高温ラプチャによって破断したものの，流水管は破断しなかったことが確認されている。なお，Ｒｕｎ－１９とＲｕｎ－１６とでは試験条件に違いがあるが，Ｒｕｎ－１９試験の条件が作為的に切り下げられたということはない。
（オ）　確かに，ドイツのインターアトム社が行った破損伝播を模擬した実験においては，流水管においても破損が生じた結果が得られている。しかし，この実験に用いられた伝熱管は，本件原子炉施設のそれとは異なる細径管（外径１７．２ミリメートル，２５ミリメートル，２６．９ミリメートルの３種類）であり，伝熱管全体がリークジェットに包まれ全面的に反応熱によって加熱されやすい条件下にあったものである。また，伝熱管において発生する内圧による応力は，一般的に，ほぼ，外径と厚みとの比率に比例するが，インターアトム社の伝熱管は，リークジェットに包まれた結果，伝熱管の肉厚がウェステージによって減少し，このため，発生する応力が大きくなったことが容易に考えられる。インターアトム社が実験に供した伝熱管が破損した原因は，以上のとおり，ウェステージによる伝熱管の肉厚減少が相当程度の時間を要して先行したことによるものであって（ウェステージ先行型高温ラプチャ），短時間に複数の伝熱管が内圧破裂する高温ラプチャとは異なる。
これに対して，本件原子炉施設の伝熱管は外径が約３２ミリメートルの太径管であるから，上記インターアトム社の実験結果が，本件原子炉施設の蒸気発生器において高温ラプチャが生じる根拠となるものではない。
イ　被控訴人の主張に対する判断
（ア）　本件許可申請書（乙１６）によれば，被控訴人が主張するように，本件原子炉施設の蒸気発生器においては，伝熱管からの水漏えいを検出器が検知し，その検出器などから所定の信号が発せられれば，蒸気発生器内の水・蒸気側のしゃ断，内部保有水・蒸気の急速なブロー，２次主冷却系循環ポンプ主モータトリップ等のプラント停止操作が自動的に行われる設計であることが認められる（本節，第３の１参照）。
高温ラプチャ発生のメカニズム（機序）に照らせば，プラント停止に伴い伝熱管内の水・蒸気の急速ブローが行われることは，伝熱管内部の圧力を急速に低下させるとともに，水・蒸気の流動により伝熱管の冷却も維持できるから，設計どおりの操作が無事に進めば，高温ラプチャの発生の抑止効果を相当程度期待することができ，当裁判所としても，そのことを認めるに吝かでない。そして，ＰＦＲ事故においては，その当時，ＰＦＲに急速ブローの装置が備えられていなかったこと，また，Ｒｕｎ－１９試験において，流水管に高温ラプチャによる破断が生じなかったことは，控訴人らもこれを認めるところである。
しかしながら，上記の設計どおりの操作によって絶対的な高温ラプチャ発生防止の効果が期待できるかといえば，それは，次に述べるとおり疑問である。（イ）　ドイツのインターアトム社の伝熱管破損伝播に関する実験において，流水管についても破損が生じる結果が得られたことは，当事者間に争いがない。（あ）　これについて被控訴人は，上記のとおり，インターアトム社の実験に供された伝熱管が細経管であることを理由に，その破損は，ウェステージ先行型高温ラプチャによるものであって，短かい時間に複数の伝熱管が内圧破裂する高温ラプチャ型破損ではないと主張している。
（い）　そこで，これについて検討すると，証拠（甲イ４４３）によれば，①　平成元年（１９８９年）３月１３日に，本件申請者の職員や日本企業の技術者等がドイツ（当時西ドイツ）のベンスベルグにあるインターアトム社を訪問して，同社の研究者との間で，ナトリウム－水反応に係わる討議を行ったこと，②　その際，本件申請者の職員等は，同社の研究者から，被控訴人主張のような外径の伝熱管を用いて同社が行った破損伝播に関する実験結果の情報の提供を受けたこと，③　その内容は，「伝熱管内に水流動がある場合でも高温ラプチャが発生する。水リーク率が８０グラム／秒以上になると高温ラプチャを引き起こす。」というものであったこと，の各事実が認められる。


しかし，被控訴人が主張する，インターアトム社の実験に用いられた伝熱管全体がリークジェットに包まれ，全面的に反応熱によって加熱されやすい条件下にあったこと，並びに，伝熱管がリークジェットに包まれた結果，伝熱管の肉厚がウェステージによって減少し，このため発生する応力が大きくなったことを認めるに足る証拠はなく，この部分は，被控訴人の単なる憶測に過ぎないと認められる。むしろ，証拠（甲イ４４３，乙イ８６）によれば，インターアトム社の実験では，２次リークは，１次リークの噴出流（リークジェット）の影響を受けていることが窺われるが，３次リークは，１次，２次の各リークの噴出流（リークジェット）とは無関係に発生していることが窺われるから，少なくとも，３次リークを起こした流水管がウェステージの影響を受けていたとは認められない。被控訴人は，インターアトム社の実験に供された伝熱管の外径が本件原子炉施設のものより細いことを強調するけれども，上記主張以外に，その伝熱管の外径の大小の差が高温ラプチャの発生にどのような影響を及ぼすのかについての具体的な主張立証はない。なお，被控訴人の主張の中には，「伝熱管において発生する内圧による応力は，一般的に，ほぼ，外径と厚みとの比率に比例する」との部分があるが，被控訴人は，インターアトム社の伝熱管の外径と厚みとの比率から得られる応力値と本件原子炉施設の伝熱管に生じる応力値を比較して，本件原子炉施設における高温ラプチャ発生の可能性を否定する主張をしているものではない。（う）　そうすると，インターアトム社の実験の伝熱管が細経管であることを理由に，本件原子炉施設の蒸気発生器伝熱管については高温ラプチャは発生しないとする被控訴人の主張にたやすく同意することはできない。（ウ）　イギリスのＰＦＲ事故においては，その当時，ＰＦＲに急速ブローの装置が備えられていなかったのであるから，プラントトリップ後の伝熱管内の水・蒸気の急速ブローができなかったことは明らかである。
しかしながら，証拠（甲イ４４３）によれば，①　平成元年（１９８９年）３月に，イギリスのドンクレーで，ＡＧＴ８／日本ナトリウム－水反応専門家会議が開催され，日本側から本件申請者の職員や企業の技術者等が出席し，イギリス側からはナトリウム－水反応の専門家が出席し，ＰＦＲ事故の原因究明に関すること等が議題とされたこと，②　同会議の席上，日本側の出席者が「ＰＦＲの過熱器に，Ｆａｓｔダンプ系（急速ブロー系のこと）を設けてない理由は何か。」と質問したところ，イギリス側の出席者は，「過熱器のＦａｓｔダンプ弁は，元々は設置されていたが，有効でないという理由で取り外された。このため，ＰＦＲ事故の時には，過熱器にはＦａｓｔダンプ弁は設置されていなかった。ＰＦＲ事故後，再び，Ｆａｓｔダンプ弁を設置した。」と回答したこと，③　さらに，日本側の出席者が「Ｆａｓｔダンプ系があったら，ＰＦＲ事故は早く終わったと考えるか。」と質問したところ，イギリス側の出席者は，「Ｙｅｓ　ただし，破損孔からのリーク量が大きいので，効果は大きくないかもしれない。」と回答したこと，の各事実が認められる。
以上のことからすれば，イギリスの専門家は，ＰＦＲ事故の際に，Ｆａｓｔダンプ系（急速ブロー系）が設置されていたとしたら，事故が早期に終息したことは肯認しているものの，リーク量が大きい場合にはその効果にそれほど期待していないことが認められ，急速ブローの有無が伝熱管の高温ラプチャ型破損発生防止の決定的要因となりうるかについては，専門家の間でも意見の分かれていることが窺われる。
（エ）　被控訴人は，水・蒸気の流動性のある伝熱管が高温ラプチャ型破損を生じないことは，本件申請者が行ったＳＷＡＴ試験によって実証されていると主張し，流水管が破断しなかったＳＷＡＴ－３　Ｒｕｎ－１９試験を援用する。（あ）　しかし，証拠（乙イ４３，４４，８７）によれば，本件申請者が行ったＳＷＡＴ試験のうち高温ラプチャを対象にした試験は，ＳＷＡＴ－３のＲｕｎ－１６，１７，１９の３回に過ぎないこと，しかも，Ｒｕｎ－１６では流水管は使用されていないことが認められ，上記（イ），（ウ）認定の事実を考慮すれば，流水管においては高温ラプチャが生じないとの事実を実証する実験としては，余りにも回数が少ないといわなければならない。
（い）　そして，高温ラプチャを対象にした昀初の試験Ｒｕｎ－１６と本件申請者が流水管に高温ラプチャが生じないことを確認するために行ったというＲｕｎ－１９試験を比較すると，次のことが認められる。
①　まず，両試験の内容を見ると，ターゲット管として，Ｒｕｎ－１６では静止水管６本とガス加圧管４８本が，Ｒｕｎ－１９では流水管３本とガス加圧管１５本が用いられた。
そして，その結果は，Ｒｕｎ－１６では，静止水管６本のうち１本が，また，ガス加圧管４８本のうち２４本が，それぞれ高温ラプチャによって破損し，Ｒｕｎ－１９では，ガス加圧管１５本のうち５本が高温ラプチャによって破損したが，流水管は破損しなかった。（以上につき，本節，第６の２，３参照）②　しかし，両試験の条件を見ると，Ｒｕｎ－１６では，１次リーク平均注水率（初期漏えいにおける単位時間当たりの平均注水量）を毎秒２２００グラム，注水時間を６０秒，総リーク水量を２２８キログラムとしたのに対し，Ｒｕｎ－１９では，１次リーク平均注水率を毎秒１８５０グラム，注水時間を３２秒，総リーク水量を６１キログラムとしている。
（以上につき，本節，第６の２，３参照）


（う）　以上の条件を比較すると，明らかにＲｕｎ－１９試験の条件の方が，水漏えい率，漏えい時間などの点において緩やかである。被控訴人は，作為的に条件を切り下げたという控訴人らの主張に対して，Ｒｕｎ－１６の条件設定は過度に保守的であったから，Ｒｕｎ－１９では，実験条件を本件原子炉施設の使用条件に近づけて設定したに過ぎず，注入時間を３２秒としたのも，Ｒｕｎ－１６試験で昀初に破損したガス加圧管が破損するまでに要した時間が１２秒，さらに，１４本の伝熱管が３０秒までに破損していることから設定されたもので，条件を作為的に切り下げたものではない旨主張している。
Ｒｕｎ－１９の試験条件が果たして適切妥当なものであったのかどうかについては，にわかに断じ難いものがあり，ここではその判断を差し控えるけれども，証拠（甲イ４４３，乙イ８７）によれば，Ｒｕｎ－１６試験で昀初に破断したのは番号６３のガス加圧管であり，また，この管と注水管（水漏えいを起こす管。番号７９）に挟まれた番号７１のガス加圧管も破断しており，この番号６３と７１の位置の伝熱管は昀も高温ラプチャを起こしやすい条件（環境）下にあると考えられ，現にＲｕｎ－１９試験でも，番号６３の位置の管はＲｕｎ－１６試験と同様に昀初に破断し，番号７１の位置の管も破断しているところ，Ｒｕｎ－１９試験においては，この番号６３，７１の位置の管に流水管を用いず，ガス加圧管を使用していることが認められる。被控訴人の主張によれば，Ｒｕｎ－１９試験は，流水管では高温ラプチャが生じないことを確認するために行ったとされているが，それにしては，昀も厳しい条件（環境）下にあると考えられる位置に流水管を配置しなかった本件申請者の措置には，首を傾けざるを得ない。
（え）　以上要するに，被控訴人が援用するＳＷＡＴ試験は，流水管に高温ラプチャが生じないことを実証する実験としては，その回数及び内容において不十分といわざるを得ず，被控訴人の主張は，これを是認することができない。（オ）　これまでの認定判断によれば，本件原子炉施設の蒸気発生器における高速ブローなどの対策は，水・蒸気の漏えい検出速度とその確実性如何にもよるが，高温ラプチャを防止するうえでその抑止効果を相当期待することはできるものの，絶対的な効果までは期待することはできず，被控訴人のこの点に関する主張は採用することができない。
（５）　「単一故障」の仮定の是非
ア　上記（３），（４）に述べたとおり，被控訴人の主張する高温ラプチャ防止対策は必ずしも万全なものとはいえず，高温ラプチャ発生の可能性を否定することはできないが，その対策の前提となる機器，すなわち，水漏えい検出器又は水・蒸気の急速ブロー操作機器のいずれかに故障が発生すれば，蒸気発生器伝熱管破損事故時における高温ラプチャの発生はほとんど避け難いものとなる。イ　本件申請者が本件許可申請書において想定した「蒸気発生器伝熱管破損事故」は，「評価の考え方」及び「安全評価審査指針」に基づいて選定された設計基準事故である。前述（第１章，第１節，第６の３参照）のとおり，「安全評価審査指針」は，「事故」（設計基準事故）の解析に当たって考慮すべき事項として，「想定された事象に加え，作動を要求される安全系の機能別に結果を昀も厳しくする単一故障を仮定しなければならない。」と定めている。
しかるところ，本件の「蒸気発生器伝熱管破損事故」については，これを記述した本件許可申請書添付書類十（乙１６の１０－３－６３及び６４頁）の解析条件を見ても，「単一故障」と目すべき故障が仮定されているとは認められない。これに対し，被控訴人は，「蒸気発生器伝熱管破損事故」については，炉心冷却という基本的安全機能に着眼し，事故を起こしたループの冷却能力の喪失を前提に，他の健全な２ループのうちの１ループにも故障が生じたと仮定して炉心冷却能力につき解析を行ったかの如く主張している。しかし，本件許可申請書添付書類十の同事故の解析条件欄には，そのような故障の仮定はされていない。関係する記述を強いて探せば，防止対策欄に「ⅷ　１次，２次主冷却系循環ポンプにポニーモータを設置し，ポンプトリップ時にポニーモータによる低速運転を行い，１ループのみにても定格出力時炉心流量の約４％を確保し原子炉停止後の崩壊熱除去が可能なようにする。」とあり（乙１６），被控訴人の主張はこれを根拠としているのかも知れない。
しかし，前述（第２章，第３節，第１２の５の（３）のイ参照）したように，本件原子炉施設は，もともと１ループのポニーモータのみの働きによって，原子炉停止後の崩壊熱除去が可能となるように設計されているのであり，上記の防止対策の記載は，事故拡大防止対策として，そのような対策が講じられていることを単に記述しているに過ぎず，そこに解析条件として事故ループ以外の１ループのモータ故障が仮定されていると認めることはできない。仮にそのような故障を仮定しているとすれば，解析条件にそのことを記載すれば足りることである。もっとも，被控訴人の主張する故障は，事故と同時ではなく，事故後に生じることを仮定しているのかも知れないが，「安全評価審査指針」が設計基準事故の解析評価を求めている趣旨は，設計基準事故が発生し，そこに結果が昀も厳しくなる単一故障を仮定しても，当該事故が炉心の溶融や放射線による敷地周辺への影響が大きくなることなく終息することを確認するためであるから，仮定する故障が想定する事故発生後に生ずるものであっても，それを解析条件に取り入れることに何の不都合もない筈である。現に，上記のような対策が防止対策欄に掲げられながら，解析条件欄に被控訴人主張のような単一故障を仮定している例は，本件申請者が選定した主給水ポンプ軸固着事故など複数の設計基準事故に見られるところであり（乙１６），被控訴人の主張は失当である。
このように「蒸気発生器伝熱管破損事故」については，「安全評価審査指針」が義務付ける単一故障の仮定がされているとは認められないが，これは由々しきことである。けだし，「安全評価審査指針」は，「評価の考え方」が安全審査の参考とすべきことを定めた具体的な審査基準であり，その「安全評価審査指針」が設計基準事故の解析に当たって仮定することを義務付けている「単一故障」が仮定されていないにもかかわらず，本件安全審査においてこの点を看過し，本件申請者のした事故解析を妥当と判断したことは，そのこと自体が既に本件安全審査の調査審議及び判断の過程に過誤，欠落があることを示すものであるからである。この点は，本件の直接の争点にはなっていないけれども，本件安全審査全体の信頼を損ねる重大な事実といわなければならない。なお，本件安全審査の信頼性については，次節（第５節，第８の５）において，詳しく述べる。


ウ　ところで，控訴人らが，「蒸気発生器伝熱管破損事故」において，急速ブローに失敗したり，急速ブローより給水停止が先行した場合には，水・蒸気の流動のない状態での伝熱管破損が現実化するのであるから，必ず急速ブローが機能すると想定することは保守的な仮定とはいえず，多重故障を想定すべきであると主張するのに対し，被控訴人は，次のように反論する。
（ア）　本件安全審査においては，本件原子炉施設には，伝熱管に損傷が生じて水・蒸気が漏えいした場合，これを検出して，急速ブロー及び給水の停止によりナトリウム－水反応を抑制し，伝熱管内の圧力を低下させる対策が施されることを確認しているのであるから，「蒸気発生器伝熱管破損事故」に係る安全評価においては，急速ブロー等が機能するという前提で解析するのが当然である。控訴人らの主張が，急速ブロー等の故障を想定することをいうのであれば，それは，事故防止対策の考え方を正解しないものであり，いたずらに仮定に仮定を重ねるものである。（イ）　安全評価における単一故障の仮定は，事故防止対策に係る設備である安全保護設備及び工学的安全施設の総合的な妥当性を確認するために，安全上の観点から厳しい事象を仮定した上で，異常事象の発生に伴い作動が要求される安全保護設備及び工学的安全施設について，要求される原子炉停止，炉心冷却及び放射性物質の閉込めの各基本的安全機能ごとに，結果が昀も厳しくなるような故障の発生を仮定するものであって，従属原因に基づく多重故障を含むものである。しかし，急速ブローにかかわる設備は，原子炉停止，炉心冷却及び放射性物質の閉込めの基本的機能に直接かかわる設備ではないから，そこに単一故障を仮定することは要求されていない。
エ　そこで，被控訴人の主張について検討する。
（ア）　故障というのは，正常に機能することを前提にしている機器，システムに異常が発生することをいうのであり，正常に機能するように設計されていることを確認したから，それについては故障を考えなくてもよいというのは，到底成り立たない議論である。或いは，被控訴人の主張の趣旨は，故障の可能性が少ないことを確認したという趣旨であるかも知れないが，そうだとすると，なるほど，「安全評価審査指針」には，「単一故障」の仮定につき，「機器の故障については，事故発生後短期間における動的機器の単一故障又は長期間における動的機器若しくは静的機器の故障を考えるものとする。但し，静的機器にあっては単一故障を仮定したときに所定の安全機能を達成できるように設計されている場合，その故障が安全上支障がない期間内に除去若しくは修復が出来る場合，又はその故障の確率が十分に低い場合は仮定から除外してよい。」と定められている（第１章，第１節，第６の３参照）。
しかし，高速ブローに関係する機器が静的機器に該当することには疑問がある上，証拠（乙１６，乙イ４３，４４）及び弁論の全趣旨によれば，本件原子炉施設において，水・蒸気の急速ブローの操作が開始されると，水・蒸気の放出弁を全開して水及び蒸気を排出し，併せて，蒸発器の給水止め弁，過熱器の入口止め弁と出口止め弁等の隔離弁が全閉され，蒸気発生器への給水が停止されること，放出弁は水リーク検出後１．５秒後に開弁し，隔離弁は約５秒後に全閉するように設計されていることが認められるが，急速ブローにかかわる上記放出弁，隔離弁の故障の確率が十分に低いことを認めるに足る証拠はない。むしろ，証拠（甲イ４４３）によれば，前述のイギリスでのＡＧＴ８／日本ナトリウム－水反応専門家会議において，イギリス側の出席者は，ＰＦＲ事故に関して，「ＥＶ（蒸発器）の水・蒸気しゃ断用のパイロット弁の故障は，コモンモード故障で隔離失敗の可能性がある。」と発言していることが認められ，放出弁や隔離弁の共通モード故障が可能性のない故障ではないことが窺われる。
（イ）　次に，急速ブローにかかわる設備は，原子炉停止，炉心冷却及び放射性物質の閉込めの基本的機能に直接かかわる設備ではないから，そこに単一故障を仮定することは要求されていないとする被控訴人の主張について，検討する。被控訴人のこの主張は，引用する証拠（乙イ７）から，原子力安全委員会が平成２年８月３０日に改正した「安全評価審査指針」（発電用軽水型原子炉施設の安全評価に関する指針）の「解説」に基づくものと認められる。しかし，この改訂された指針の解説（乙イ７）に記述されている関係箇所の記載は，次のとおりである。「今回の指針改訂においても，単一故障の仮定の適用に関する基本的な考え方に変わりはない。すなわち，『事故』に対処するために必要なＭＳの系統，機器について，原子炉停止，炉心冷却及び放射能閉じ込めの各基本的安全機能ごとに，その機能遂行に必要な系統，機器の組合せに対する単一故障を仮定する。例えば，『原子炉冷却材喪失』において，炉心冷却という一つの安全機能を達成するためには，冷却水を注入する非常用炉心冷却系（以下「ＥＣＣＳ」という。）はもとより，これを起動する安全保護系，ＥＣＣＳを駆動する電源，機器を冷却し昀終的な熱の逃がし場まで熱を輸送する系統等が適切に組み合わせられることが必要である。本指針においては，このように一つの安全機能の遂行のために形成される系統，機器の組合せに対して，解析の結果が昀も厳しくなる単一故障を仮定することを求めるものである。本指針において求める単一故障の仮定は，『事故』に対処するために必要なＭＳについて，重要度のクラスの如何を問わず，上記の各基本的安全機能を果たすために必要なすべての系統，機器を対象とするのが原則である。単一故障を仮定する対象となる安全機能を果たすべき系統，機器には，『重要度分類指針』でいう『当該系』のみならず，当該系の機能遂行に直接必要となる関連系も含まれなければならない。」
以上の記述に照らせば，改訂された指針は，「単一故障」の仮定を事故に対処するために必要なＭＳ（異常影響緩和）の系統，機器について，原子炉停止，炉心冷却及び放射能閉じ込めの各基本的安全機能ごとに，その機能遂行に必要なすべての系統，機器を対象にして求めているのであって，決して，原子炉停止，炉心冷却及び放射性物質の閉じ込めの基本的機能に直接かかわる設備に限定しているものではない。被控訴人の主張は，失当である。
むしろ，上記指針の解説がいう「一つの安全機能の遂行のために形成された系統，機器の組合せに対して，解析の結果が昀も厳しくなる単一故障を仮定する」との点からすると，本件の「蒸気発生器伝熱管破損事故」においては，「単一故障」として急速ブロー系機器の故障を仮定することが合理的であり，かつ，解析の結果が昀も厳しくなるものと解される。
（６）　まとめ


以上のとおりであるから，高温ラプチャ防止対策の観点から見た本件原子炉施設の設備は，水漏えい検出設備の検出速度とその精度は必ずしも万全とは言い難く，急速ブロー系設備にも高温ラプチャ防止の絶対的効果を期待することができないことが明らかである。そうだとすれば，本件原子炉施設において，蒸気発生器伝熱管破損事故が生じれば，伝熱管の高温ラプチャ型破損の発生の可能性を否定することはできない。
また，本件申請者が本件の「蒸気発生器伝熱管破損事故」（設計基準事故）の解析で仮定しなかった「単一故障」として，急速ブロー系機器の故障を仮定し，蒸気発生器伝熱管破損事故時において水・蒸気の急速ブローに失敗したことを想定すれば，高温ラプチャの発生は，ほぼ避けられないということができる。４　本件安全審査の瑕疵の重大性（「看過し難い過誤，欠落」の有無）（１）　「蒸気発生器伝熱管破損事故」に関する本件安全審査の過誤，欠落の内容本件許可申請書において選定された「蒸気発生器伝熱管破損事故」の解析条件は，伝熱管１本が瞬時両端完全破断し，それによる破損伝播に基づく２次リークを含めた水漏えい量は伝熱管４本の両端完全破断相当と設定されており，破損伝播の形態は，ウェステージ型破損が想定され，高温ラプチャ型破損は，考慮の対象とされていない。
また，原子力安全委員会は，本件安全審査において，設計基準事故である上記「蒸気発生器伝熱管破損事故」の安全評価につき，本件申請者がした解析結果を妥当と判断したが，そこにおいては，高温ラプチャによる破損伝播の可能性を審査しなかったこと，しかし，本件原子炉施設の蒸気発生器では，高温ラプチャ発生の可能性を排除できないことは，既に認定したとおりである。したがって，「蒸気発生器伝熱管破損事故」に関する本件安全審査には，過誤，欠落があることは明らかである。
（２）　本件安全審査の過誤，欠落の重大性（看過し難いものであるか否か）ア　一般に，高温ラプチャによる伝熱管の破損伝播は，ウェステージによる場合よりも短時間に多数の伝熱管を破損するとされている。実際に高温ラプチャが発生したＰＦＲ事故やＳＷＡＴ－３　Ｒｕｎ－１６試験の結果などからすると，高温ラプチャによる伝熱管の破損本数は，数十本にものぼり，ウェステージによるものより桁違いに多いことが認められる。しかも，破損伝播に至る時間も，高温ラプチャの方がウェステージより短いとされている。
以上から明らかなように，蒸気発生器伝熱管破損事故における破損伝播による２次漏えい（リーク）を考える場合，その結果の重大性は，高温ラプチャの方がウェステージよりも遙かに深刻である。
イ　原子炉施設の安全評価の観点から，「蒸気発生器伝熱管破損事故」の意義を見てみると，その昀大の脅威は，蒸気発生器においては，高温のナトリウムと高圧高温の水・蒸気が伝熱管の壁１つを隔てて共存していることから，伝熱管が破損すれば，高圧の水・蒸気がナトリウム側に噴出し，極めて激しいナトリウム・水反応を起こして，高熱（反応熱）を発するとともに，同時に発生する水素ガスによって２次主冷却系ナトリウム内の圧力が上昇することにある。そして，その上昇圧力（初期スパイク圧及び準定常圧）は，蒸気発生器は勿論，２次主冷却系配管，中間熱交換器の健全性を脅かすこととなる。本件申請者がした本件の「蒸気発生器伝熱管破損事故」の解析によれば，同事故による圧力上昇によっても，本件原子炉施設の蒸気発生器及び中間熱交換器の健全性に影響を与えないとされている（なお，その根拠は明らかにされていないが，そのことについては，第５節，第８の５の（２）で言及する。）。しかし，これは，破損伝播による２次リークを含めて水・蒸気の漏えい量を伝熱管４本完全破断相当分として計算しているからであって，高温ラプチャの発生を考えれば，その水・蒸気の漏えい量は桁違いに大きくなるのは必至であり，解析結果が全く異なったものとなるのは明らかである。ウ　「評価の考え方」及び「安全評価審査指針」が設計基準事故の安全評価を求めているのは，事故拡大防止の観点から原子炉施設の基本設計の安全性を確認するためである。そして，前述（第１章，第１節，第６の３参照）のとおり，設計基準事故としての「事故」は，「運転時の異常な過渡変化を超える異常状態であって，発生頻度は小さいが，発生した場合は原子炉施設からの放射能の放出の可能性があり，原子炉施設の安全性を評価する観点から想定する必要がある事象をいう。」と定義されている。
このように設計基準事故の安全評価は，原子炉施設の基本設計の安全性の確認のうえで重要な意義を有するものであるところ，その安全審査における原子力安全委員会の調査審議及び判断の過程に，上記のような深刻な事故に繋がりかねない事項についての過誤，欠落があったのであるから，その過誤，欠落は看過し難い重大なものというべきである。
５　本件許可処分の違法，無効
（１）　本件許可処分の違法
弁論の全趣旨によれば，内閣総理大臣は，科学技術庁及び原子力安全委員会の本件安全審査に依拠して，本件許可処分を行ったと認められる（第１章，第１節，第５の３参照）。そして，本件安全審査には，「蒸気発生器伝熱管破損事故」の安全評価に関し，その調査審議及び判断の過程に看過し難い過誤，欠落があったのであるから，本件許可処分は，違法というべきである（第１章，第２節，第２の１参照）。
（２）　本件許可処分の無効
ア　違法な原子炉設置許可処分が無効となるのは，審査基準の不合理又は安全審査の調査審議，判断の過程の看過し難い過誤，欠落によって，安全審査における原子炉内の放射性物質の潜在的危険性を顕在化させないことの確認に不備，誤認などの瑕疵が生じ，その結果として，原子炉格納容器内の放射性物質が周辺の環境に放出される事態の発生の具体的危険性が否定できない場合である（第１章，第２節，第２の３参照）。
イ　本節においてこれまで検討した本件安全審査の過誤，欠落の内容は，「蒸気発生器伝熱管破損事故」の安全評価に関する事項である。具体的には，蒸気発生器の伝熱管が破損した場合の伝播破損の形態としてウェステージ型破損のみを考慮し，より重大な結果を招く高温ラプチャ型破損の可能性を調査審議の対象としなかったことである。
ウ　そこで，この本件安全審査の過誤，欠落が本件原子炉施設の安全性の評価にどのような影響をもたらすのかについて判断する。


（ア）　蒸気発生器伝熱管破損によって昀も危惧されるのは，２次主冷却系ナトリウムの圧力が上昇することである。すなわち，水・蒸気漏えいによるナトリウム－水反応によって水素ガスが発生する。このような場合に備えて，本件原子炉施設の蒸気発生器には圧力開放板が設置され，事故が生じた蒸気発生器内のナトリウム側圧力が圧力開放板の設定圧力まで上昇すると，圧力開放板は自動的に破れて，水素ガスは，ナトリウム－水反応生成物収納設備に放出される設計となっているから，過度の圧力上昇は一応防止される仕組みとなっている（本節，第３の２参照）。しかし，圧力開放板の開放前の段階での初期スパイク圧（衝撃圧）とその後の準定常圧を無視することはできない。この圧力が蒸気発生器，２次主冷却系配管及び中間熱交換器の耐圧基準を超えれば，これらの機器，配管が毀損する恐れがある。ナトリウムと水・蒸気が共存する蒸気発生器の容器自体が破損した場合の惨状は，想像することすらできないが，その影響が他の健全な２次主冷却系ループの施設にも及ぶ可能性を否定できない。また，２次主冷却系配管が破損すれば，前節で検討した２次冷却材漏えい事故に発展する。
（イ）　蒸気発生器伝熱管破損事故が炉心に直接的な影響を及ぼす可能性があるのは，中間熱交換器が２次主冷却系の圧力上昇によって破損した場合である。（あ）　中間熱交換器は，１次主冷却系設備の機器の１つであり，炉心で発生した熱を受け取った１次系冷却材（ナトリウム）がその熱を２次系冷却材に伝達する装置である（乙１６）。その構造は，蒸気発生器と類似しているけれども，中間熱交換器の伝熱管の肉厚は約１．２ミリメートルであり，蒸気発生器の伝熱管と比較しても，非常に薄いものである（乙１６）。内圧は２次系の方が高く設定されており，伝熱管が破損しても，放射能を帯びた１次冷却材ナトリウムが２次主冷却系に流入しないように設計されている（乙１６）。
（い）　中間熱交換器の破損は，決して非現実的な出来事ということはできない。証拠（甲イ１８４）によれば，１９９０年９月のＩＡＥＡ（国際原子力機関）の蒸気発生器破損伝播に関する専門家会議において，イギリスのＰＦＲ事故につき，同事故の２次系ループ及び中間熱交換器への負荷は，過熱器による放出率が低かったので，安全解析における予想よりも小さかったが，もしも，同様の損傷が蒸発器で起こっていたら，負荷の大きさは安全解析を上回っていただろう，との報告がされていることが認められる。この報告の趣旨は，過熱器の蒸気は乾燥しているが，蒸発器の水・蒸気は，水そのもの又は水分を多く含んだ蒸気なので，ナトリウム－水反応はより激しくなり，圧力上昇の負荷はもっと大きくなっていたと推測されることを述べたものと解されるが，このように，中間熱交換器破損の可能性は専門家も指摘しているところである。また，証拠（甲イ４３４，４４４）によれば，フランスの高速増殖炉（フェニックス炉）において，１９９８年１１月に原因は不明であるが，大量の２次冷却材ナトリウムが中間熱交換器の伝熱管を破って１次冷却系に流入した事故が発生したことが認められる（ただし，この事故は，蒸気発生器伝熱管破損事故を原因とするものではなかったので，２次冷却材ナトリウムに水素ガスは含まれていなかった。）。
（う）　蒸気発生器伝熱管破損により水素ガス（気体）の混入した２次冷却材ナトリウムが，その圧力上昇により中間熱交換器の伝熱管壁を破って１次主冷却系に流入して炉心に至れば，「評価の考え方」（乙４）も指摘するように，本件原子炉（高速増殖炉）の炉心中心領域ではナトリウムボイド反応度が正であるから，出力の異常な上昇と制御不能を招き，炉心崩壊を起こす恐れがある（甲イ４４４）。気体（気泡）が炉心を通過した場合の「事故」は，本件許可申請書添付書類十において「気泡通過事故」として想定されているが，それには，「気泡通過事故」とは，「何らかの原因により，原子炉容器内の１次冷却材中に気泡が混入し，燃料集合体下部のエントランスノズルを通して，気泡が冷却材とともに炉心内を通過する事象」であると定義され，この事故が発生した場合，「部分的に正のボイド反応度を有する炉心においては，気泡の通過が原子炉出力を上昇させるとともに，燃料から冷却材への伝熱を阻害し，燃料，被ふく管の温度を上昇させ，燃料の損傷を引き起こす可能性がある。」と説明されている（乙１６）。
もっとも，この「気泡通過事故」は，気泡の昀大量を２０リットルと想定し，しかも，これが一斉に炉心を通過することを仮定したもので，解析結果は，「炉心の冷却能力が失われることはない。原子炉冷却材バウンダリの健全性が損なわれることはない。」とされていて，本件安全審査でも，この解析が妥当と判断されている（乙９，１６）。　しかし，蒸気発生器伝熱管破損事故による中間熱交換器破損を原因とする水素ガスの炉心通過の場合は，その気泡の量が２０リットル以下にとどまる保障も，それが一度に全部通過する保障もないのであって，本件申請者が解析した「気泡通過事故」の結果をもって，蒸気発生器伝熱管破損事故で想定される水素ガスの炉心通過による影響を説明することはできない。（え）　また，水素ガスの通過によって出力の過度な上昇を招くことがないとしても，中間熱交換器が破損した場合，昀初の段階では，圧力の低い１次冷却材ナトリウムが２次冷却系配管に流入することはないが，時間の経過によって双方の冷却系の圧力が同圧となって平衡となれば，放射能によって汚染された１次冷却材ナトリウムが事故ループの２次冷却系に流入することも充分考えられるところである。エ　以上によれば，「蒸気発生器伝熱管破損事故」の評価に関する本件安全審査の調査審議及び判断の過程には看過し難い過誤，欠落があると認められ，その結果，本件安全審査（安全確認）に瑕疵（不備，誤認）が生じたことによって，本件原子炉施設においては，原子炉格納容器内の放射性物質の外部環境への放出の具体的危険性を否定することができず，本件許可処分は無効というべきである。そうすると，本件許可処分は，この点からも無効であって，これをいう控訴人らの主張は理由がある。
第５節　炉心崩壊事故（主要な争点２の（５））
第１　本件原子炉の構造
本件原子炉の構造については，既に第１章，第１節，第４の２の（１）でその概要を述べたが，ここでは，その主要な点を確認しておくこととする。
１　炉心
炉心は，燃料集合体，制御棒，中性子遮へい体等から構成され，全体として，ほぼ六角形の横断面をなす。
（１）　燃料集合体


燃料集合体は，炉心燃料集合体（原子炉の出力を主に担うもの）とブランケット燃料集合体（プルトニウムの増殖を主たる役目とするもの）の２種類がある。炉心燃料集合体は１９８体，ブランケット燃料集合体は１７２体あり，炉心燃料集合体の方が炉心内側に配置され，その外側３層にブランケット燃料集合体を配置して，炉心から出てくる中性子を効率的に吸収して，プルトニウムへの転換の確率が高くなるようにしている。
ア　炉心燃料集合体は，全長約４．２メートルの正六角柱の形状をしており，外側はステンレス鋼製のラッパ管で被覆されている。その内部には，１体当たり１６９本の炉心燃料要素が三角格子状に納められている。炉心燃料要素は，全長約２．８メートル，外径約６．５ミリメートルのステンレス鋼製の燃料被覆管の中に封入されている。そして，各燃料被覆管にはワイヤスペーサを巻くことによって，相互の間隔を保持し，燃料被覆管を冷却するナトリウムの流路を確保する構造となっている。なお，外側の炉心燃料集合体の方が内側のものより，プルトニウムの富化度（プルトニウムの含有割合）の高いものが配置されており，出力の平坦化がはかられている。
イ　ブランケット燃料集合体は，炉心燃料集合体と同様に正六角柱の形状をしており，外側がステンレス鋼製のラッパ管で被覆されている。その内部には，１体当たり６１本のブランケット燃料要素が三角格子状に納められている。ブランケット燃料要素は，全長約２．８メートル，外径約１１．５ミリメートルのステンレス鋼製の燃料被覆管の中に封入されて，さらに，この各ブランケット燃料被覆管にワイヤスペーサが巻かれているのは，炉心燃料被覆管と同様である。
（２）　制御棒
制御棒は，炉心に挿入することによって，中性子を吸収し，核分裂反応を低下させる（これにより原子炉の出力を制御し，原子炉を停止する）働きを有するものである。制御棒には，主炉停止系として調整棒１３本（うち微調整棒３本，粗調整棒１０本）と非常用制御設備（後備炉停止系）としての後備炉停止棒６本とがある。原子炉の通常の起動，停止，運転は調整棒の引き抜き，挿入によって行う。また，原子炉を緊急停止する必要が生じた場合には，調整棒及び後備炉停止棒が同時に作動して，急速に原子炉を停止する仕組みになっている。
（３）　中性子遮へい体
中性子遮へい体は，ブランケット燃料集合体の外側に４層に配置されており，構造部材への中性子の照射量を軽減する働きをしている。
２　原子炉容器
原子炉容器は，炉心及び炉内構造物を収納するステンレス鋼製の容器で，縦型円筒状をしており，内径は約７．１メートル，全高は約１７．８メートルである。その上部には，炉心上部機構を搭載した遮へいプラグが設置されている。
３　原子炉格納容器
原子炉格納容器は，原子炉容器を格納するもので，内径約４９．５メートル，全高約７９メートル上部半球，下部皿形鏡円筒型の鋼板溶接構造となっている。その内側には，原子炉格納容器内機器を支持するコンクリート建物があり，放射性ナトリウムを保持する機器を収納する部屋は，空気との直接接触を防止するため窒素ガス雰囲気となっている。
また，原子炉格納容器の円筒部及び上部半球部の外側は，内径約５２．５メートル，地上高さ約４６メートルの鉄筋コンクリート造建物（外部遮へい建物）によって覆われている。
第２　原子炉における核分裂反応
原子力発電所は，炉心における核燃料の核分裂反応によって発生する熱エネルギーを利用して電気エネルギーを生成する発電所であるが，証拠（甲イ３８５，４９１）によれば，原子炉の核分裂反応の原理などは，次のとおりであると認められる。
１　原子炉の核分裂反応
（１）　原子炉における熱の発生（出力）は，核燃料物質（本件原子炉の場合は，ウランとプルトニウムの混合酸化物）に中性子が衝突し，燃料を核分裂させることによって起こる。核分裂ごとに中性子が新たに２ないし３個ずつ生まれるので，それらの中性子の１個が次の核分裂反応の発生に寄与することによって反応が連続し，熱の発生が持続する（核分裂の連鎖反応）。
したがって，原子炉では，外部からエネルギーや酸素のような物質の供給を受けなくても核分裂反応を持続させることができる。原子炉は，核分裂で発生する中性子数と，同じ時間内に核燃料に衝突したり炉心外へ漏れたりして失われる中性子数とが常に同数で平衡している状態（これを「臨界」という。）を実現することによって出力を安定に保つことができる。原子炉では，中性子吸収物質（制御棒）を炉心に入れたり抜いたりして，中性子数を調整することにより運転，すなわち臨界状態が維持される仕組みになっている。
中性子数のバランスが崩れ臨界状態から逸脱すると，原子炉の出力は安定しない。発生する中性子数の方が多ければ，核分裂反応は増え続けて出力が上がり，発生する中性子数の方が少なければ，出力が下がり，原子炉はやがて停止状態になる。臨界状態から逸脱する程度を「反応度」という。核分裂の連鎖反応を人間の世代交代に例えると，前の世代の中性子の数が次世代の中性子の数と等しいときが臨界である。前の世代より次世代の中性子数の方が多いときが「臨界超過」あるいは「反応度が正」であるという。これに対して，前の世代より次世代の中性子数の方が少なければ，「未臨界」あるいは「反応度が負」であり，連鎖反応はやがて終息する。
（２）　この中性子数のバランスが制御できないほど崩れたときに原子炉は暴走する。一度未臨界になった原子炉が，炉内の状態が変化して，人為的操作を加えることなく再び臨界に戻ることを「再臨界」という。原子炉が潜在的に暴走する性格を持っているのは，２つの事実に由来している。
１つは，臨界を保つことに失敗して，新たに発生した中性子のうち平均して１個を超える数が次の核分裂発生に寄与することになれば，核分裂の発生数は連鎖を重ねるごとに急速に増大することである。次の核分裂が前の核分裂より平均して０．１％多ければ，連鎖の２回目では１．００１の２乗に，連鎖５回目では１．００１の５乗にと核分裂の発生数が増加する。
２つめは，連鎖を形成する核分裂と次の核分裂との間の時間が極めて短いことである。軽水炉の場合は核分裂のサイクルが１秒間に数万回であるが，高速増殖炉では１秒間に数百万回にもなる。例えば，連鎖ごとに平均して前の段階の１．００１倍の中性子が次の段階の核分裂に寄与するとすれば，０．０１秒後には核分裂発生数は，軽水炉では約１．７倍であるが，高速増殖炉では実に７００億倍という短時間で極端な増加となる。出力は核分裂発生数で決まるから，出力も短時間に同じ倍率で増加するのである。
したがって，反応度が正であれば，出力は急速に上昇するが，上昇の速さは，反応度が大きいほど（前の世代の中性子数と比較した次世代の中性子数の倍率が１より大きければ大きいほど），速くなる。


２　遅発中性子と即発臨界
（１）　このように，中性子数が僅かに増加しただけで出力が極めて短時間に急激に増大するようでは，原子炉の制御は不可能である。
ところが，原子炉内で生まれる中性子には，核分裂と同時に発生する中性子（「即発中性子」という。）だけでなく，遅れて発生する中性子（「遅発中性子」という。）が存在する。核分裂により発生する中性子の９９％以上は即発中性子であるが，残り１％以下は遅発中性子である。なお，遅発中性子の占める割合は，燃料の種類によって異なり，ウラン２３５では，０．６５％，プルトニウム２３９では０．２１％である。
核分裂の結果出来る核分裂生成物の原子核（死の灰）は，一般に不安定で，一定の半減期（半分に減少するまでの時間）をもって放射線を出しながら他の物質の原子核に変わる。中には，放射線として中性子を出しながら変わるものがある。これが遅発中性子の源である。
全中性子数のうち遅発中性子の占める割合は，軽水炉で約０．５％，本件原子炉（高速増殖炉）で約０．３５％と僅かであるが，遅発中性子が遅れて生まれてくることを利用すれば，原子炉内の中性子数あるいは核分裂発生数が変化した場合の原子炉の応答を遅くすることができる。すなわち，遅発中性子も含めて臨界状態を保てば，即発中性子だけでは臨界にならないため，時間的挙動は，遅発中性子の発生する遅い速度で決まることになる。前述の連鎖反応間の時間（軽水炉の場合は数万分の１秒，高速増殖炉の場合は数百万分の１秒）が，約１０分の１秒の遅さになり，原子炉の応答はそれだけゆっくりとしたものになる。この状態では，中性子数が僅かに増加しても，先ほどのように突然出力が上昇することはない。臨界を超えても，その超過分が遅発中性子の占める割合（本件原子炉の場合，約０．３５％）になるまで応答はゆっくりしている。遅発中性子を考えなかった例では，本件原子炉の場合，０．１％の増加が僅か０．０１秒後に７００億倍に増大したが，遅発中性子があるために１秒経っても１％程度の増加にすぎなくなる。これならば，人為的に制御することが可能である。炉型に関係なく，全ての原子力発電所がこの原理を利用して原子炉を制御している。
（２）　しかし，即発中性子だけで臨界になるような状態になると，つまり，生まれる中性子数が失われる中性子数を超える程度（反応度）が遅発中性子の割合分を超えてしまうと，遅発中性子はもはや原子炉の時間的挙動に影響を与えることはなくなり，原子炉の挙動は即発中性子だけに支配される。その結果，先に述べたように，短時間で急激な出力増大，すなわち，制御できない暴走状態に陥る危険が生じてくる。このように即発中性子だけで臨界になる状態を「即発臨界」という。したがって，即発臨界にさせないことが，制御できない暴走状態になることを防ぐために重要なことである。暴走による出力や破壊エネルギーの大きさは，即発臨界からの超過分が大きいほど大きくなる。暴走は，暴走によって燃料が高温になったために生ずる自然のブレーキ効果（ドップラ効果），あるいは，炉心が破壊され飛び散ることによって終了する。
（以上の事実につき，甲イ３８５，４９１，弁論の全趣旨）
第３　炉心崩壊事故
１　炉心崩壊事故の意義
炉心崩壊とは，炉心にある燃料棒の配列，形状あるいは相（固体，液体，気体）が正常な状態から逸脱して崩壊することをいう。炉心崩壊は，冷却不足等による炉心溶融，核的爆発や地震等による炉心の機械的破壊等によって生じる。なお，炉心溶融は，炉心崩壊の１つの形態であるが，これには，全炉心的溶融（炉心全体の高温化により溶融するもの）の他に，一部の燃料棒が溶解する局所的溶融とがある。そして，このような炉心崩壊をもたらす事故を炉心崩壊事故という。なお，炉心崩壊事故は，学問の分野では，仮想的炉心崩壊事故（ＨｙｐｏｔｈｅｔｉｃａｌＣｏｒｅＤｉｓｒｕｐｔｉｖｅ　Ａｃｃｉｄｅｎｔ）として研究の対象とされており，一般には，英語の頭文字をとって，「ＨＣＤＡ」と呼ばれている。
２　ＨＣＤＡ（仮想的炉心崩壊事故）の内容
（１）　ＨＣＤＡの代表的起因事象
ＨＣＤＡを起こす代表的事象としては，流量喪失時反応度抑制機能喪失事象（ＵＬＯＦ）と過出力時反応度抑制機能喪失事象（ＵＴＯＰ）とがある。ア　流量喪失時反応度抑制機能喪失事象（ＵＬＯＦ）について流量喪失時反応度抑制機能喪失事象（ＵＬＯＦ）とは，炉心を流れる冷却材の流量が一挙に減少した時に，制御棒の挿入の失敗が同時に起こるとする事象である。以下においては，この事象を単に「ＵＬＯＦ」という。イ　過出力時反応度抑制機能喪失事象（ＵＴＯＰ）について過出力時反応度抑制機能喪失事象（ＵＴＯＰ）とは，制御棒が連続的に引き抜かれることにより，炉心に異常な反応度が投入された場合に，原子炉の自動停止が働かないとする事象である。以下においては，この事象を単に「ＵＴＯＰ」という。
ウ　ＵＬＯＦとＵＴＯＰとの関係
これまでの研究の成果によれば，ＵＬＯＦとＵＴＯＰとでは，ＵＬＯＦのほうが事故推移及び放出エネルギーの大きさにおいてＵＴＯＰを上回ることが明らかにされている。したがって，ＵＴＯＰは，ＵＬＯＦに包絡され，一般的には，ＨＣＤＡといえば，ＵＬＯＦ事象で代表されると考えられている。（２）　ＵＬＯＦを起因事象とするＨＣＤＡの事故推移ＵＬＯＦを起因事象とするＨＣＤＡの事故推移は，条件の違いによって，下記のアないしウの３つの道筋が考えらる。


ア　第１は，ＵＬＯＦ事象後，出力が上昇して燃料被覆管は溶融し，一気に即発臨界を超えて核的爆発に至る道筋である。いわゆる「起因過程」段階の中だけで即発臨界，核的爆発と一挙に暴走し，機器・配管に破壊的エネルギーを与えて終結するケースである。
イ　第２は，起因過程の段階では一気に即発臨界に到らず，炉心溶融が徐々に進行し，燃料棒同士が溶融合体して次の遷移過程に移行する道筋である。そして，この遷移過程で即発臨界に達し，核的爆発・破壊エネルギーの放出を起こす場合がある。
一方，遷移過程に移行しても，溶融燃料物質が排出されて炉心内の燃料保有量が減少し，即発臨界に至らずに終結する経路も考えられる。ウ　第３は，起因過程の段階で燃料物質が炉心領域から排除されて反応度が低下し，未臨界状態になって早期に事故は終結し，炉心は部分的損傷に終わる道筋である。
（３）　ＨＣＤＡにおいて想定される過程
ＨＣＤＡには，次のアないしキの各過程が想定される。
ア　起因過程
起因過程は，正常な運転状態から逸脱した事象に始まり，早期に終息するか大規模な炉心崩壊に進むかの分かれ目となる過程をいう。
起因過程は，燃料被覆管の溶融・移動，燃料棒内の燃料物質の移動，燃料棒内の核分裂ガスの放出，冷却材の沸騰などの各挙動と燃料と冷却材との相互作用等が関係する複雑な現象である。
イ　遷移過程
遷移過程とは，起因過程が比較的穏やかに進行した場合，その後にたどる中間的な過程をいう。起因過程から分かれる３つの道筋（前記（２）のアないしウ）のうち，この遷移過程に移行する経路（前記（２）のイ）をとる可能性が昀も高いと考えられている。しかし，起因過程をさらに上回る複雑な過程である。遷移過程では，炉心溶融の広がりは，燃料集合体内で溶融物の小プールを形成し，やがて集合体壁（ラッパ管と呼ばれる。）を破り，隣接する集合体へと溶融範囲を拡大する。この間，即発臨界にまでは到らないが，未臨界，再臨界を繰り返しながら次第に溶融物プールの規模を拡大していき，昀悪の場合，前述のとおり，即発臨界に達し，核的爆発・破壊エネルギーの放出をする。
ウ　機械的炉心崩壊過程
機械的炉心崩壊過程とは，原子炉が即発臨界を超え，炉心が急速に崩壊分散する過程をいう。この過程は，燃料の急速な加熱から炉心物質の蒸発による圧力発生で燃料物質が分散し未臨界になって終結するまで，わずか１００分の１秒ほどの短時間の過程である。
エ　炉心膨張過程
炉心膨張過程とは，暴走の結果発生した熱エネルギーにより，崩壊後高温・高圧になった炉心が膨張して周囲に対して仕事をし，熱エネルギーが機械的エネルギーに変換される過程をいう。
オ　耐衝撃応答過程
耐衝撃応答過程とは，炉心膨張過程で発生した機械的エネルギーに対して，原子炉容器を中心とする１次冷却系バウンダリの健全性を評価する過程をいう。この過程は，核暴走によって発生した熱エネルギーが，燃料等炉心物質の高温・高圧蒸気を作って膨張させ，原子炉容器内上部のナトリウムを液状塊の形で上方へ加速し，原子炉容器遮へい蓋に衝突させて遮へい蓋や近くの構造物に損傷を与える過程である。
カ　炉心物質再配置過程
炉心物質再配置過程とは，炉心が完全に未臨界状態になった後，蓄積熱や死の灰からの熱によって周囲の構造物を巻き込みながら溶融し熱的に崩壊を続け，重力によって下方へ移動し冷却材と熱的相互作用を起こしたり，堆積物の山を形成したりする過程である。
キ　事故後崩壊熱除去過程
事故後崩壊熱除去過程とは，炉心物質再配置過程で下方に移動した溶融物により，原子炉容器底部を溶かすような事態を防ぐため，炉心物質の長期にわたる安定な冷却が必要な過程である。
（以上の事実につき，甲イ１４２，３８５，４９１，乙イ３２）第４　「評価の考え方」が定めるいわゆる「５項事象」と本件申請者が選定した事象
１　「評価の考え方」が定めるいわゆる「５項事象」
（１）　液体金属冷却高速増殖炉（ＬＭＦＢＲ）に適用される「評価の考え方」が，いわゆる設計基準事象（「運転時の異常な過渡的変化」と「事故」）の代表的事象を選定して評価を行うべきことを定めていることは，前述（第１章，第６の２参照）のとおりである。
しかし，「評価の考え方」は，それに止まらず，その「Ⅱ．　ＬＭＦＢＲの安全評価について」の（５）項において，次のように述べている（乙４）。「（５）　前記（２．２）にいう『事故』より更に発生頻度は低いが結果が重大であると想定される事象については，ＬＭＦＢＲの運転実績が僅少であることに鑑み，その起因となる事象とこれに続く事象経過に対する防止対策との関連において十分に評価を行い，放射性物質の放散が適切に抑制されることを確認する。」（２）　上記の「『事故』より更に発生頻度は低いが結果が重大であると想定される事象」とは，（５）項に記載されているので，「５項事象」とも呼ばれているが，軽水炉に適用される「安全評価審査指針」には定めはなく，液体金属冷却高速増殖炉のみに評価が求められる事象である（以下，この事象を「５項事象」という。）。
２　本件申請者が選定した５項事象
（１）　本件申請者は，本件許可申請書において，５項事象を「技術的には起こるとは考えられない事象」と表現し，次の事象を選定した。
ア　局所的燃料破損事象
（ア）　燃料要素の局所的過熱事象
（イ）　集合体内流路閉塞事象
イ　１次主冷却系配管大口径破損事象
ウ　反応度抑制機能喪失事象
（ア）　１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象
（イ）　制御棒異常引抜時反応度抑制機能喪失事象
（２）　この５項事象の選定は，「評価の考え方」の策定（決定）が昭和５５年１１月６日であったことから，同年１２月１０日に提出された本件許可申請書にはその記載がなかったものであるが，昭和５６年１２月２８日付けの一部補正において追加されたものである。


（３）　上記５項事象のうち，ウの反応度抑制機能喪失事象がＨＣＤＡに相当するものであり，１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象がＵＬＯＦに，制御棒異常引抜時反応度抑制機能喪失事象がＵＴＯＰに，各該当する。
（以上の事実につき，乙１６，弁論の全趣旨）
第５　本件許可申請書の添付書類十の記載事項（反応度抑制機能喪失事象に関する記載事項）
本件許可申請書の添付書類十の「原子炉の操作上の過失，機械又は装置の故障，地震，火災等があった場合に発生すると想定される原子炉の事故の種類，程度，影響等に関する説明書」には，「技術的には起こるとは考えられない事象」に関する記述があるが，このうち反応度抑制機能喪失事象解析についての記載は，以下のとおりである。
「４　　　技術的には起こるとは考えられない事象の解析
４．１　序
４．１．１　はしがき
本節では，発生頻度は極めて低いが結果が重大であると想定される事象，即ち技術的には起こるとは考えられない事象について，高速増殖炉の運転実績が僅少であることに鑑み，その起因となる事象とこれに続く事象経過に対する防止対策との関連において十分に評価を行い，放射性物質の放散が適切に抑制されることを説明する。
原子炉施設の材料選定，設計，製作，据付，試験，検査等は諸規格，基準に適合させるようにし，また，品質管理や工程管理を十分に行い極めて信頼性の高いものとしており，機器，系統の故障，破損あるいは運転員の誤操作等の異常事象の発生に対しては，警報により運転員が措置し得るようにするとともに，万が一これらの修正動作がとられない場合にも，原子炉の固有の安全性並びに安全保護系の動作により重大な事故に発展することがないように設計されている。しかしながら，ここでは技術的には起こるとは考えられない事象として，発生頻度が無視し得る程極めて低いが，炉心が大きな損傷に至るおそれがある次の事象を選定し，防止対策との関連において放射性物質の放散に対する障壁の抑制機能を評価するため，原子炉施設の深層防御の観点から評価を行う。技術的には起こるとは考えられない事象として次のものを選定する。
（中略）
（３）　反応度抑制機能喪失事象
（ａ）　１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象
（ｂ）　制御棒異常引抜時反応度抑制機能喪失事象
評価に当たっては，以下に述べるように起因となる事象の発生を仮定した場合，事象経過に対する防止対策との関連において炉心損傷の程度を評価し，事象に応じて放射性物質の放散が適切に抑制されることを確認するため，一部の機器等に設計基準を超える結果が生じても，放射性物質放散に対する障壁としての原子炉冷却材バウンダリのナトリウム保持機能等又は格納容器バウンダリによる昀終的な放射性物質の放散に対する抑制機能が適切に保たれることを確認する。
４．１．２　　解析条件の設定
本節で取り上げる事象は，その起因事象発生の可能性が無視し得る程極めて小さく技術的には起こるとは考えられない事象であることから，それぞれの事象の進展過程に応じた合理的なモデル及びパラメータに基づき，各種の防止対策の作動を考慮した解析を行うものとする。
４．１．３　　解析に用いる計算コード
（中略）
（４）　ＳＡＳ　３Ｄ
ＳＡＳ　３Ｄコードは，「反応度抑制機能喪失事象」解析等の起因過程における核・熱流力挙動を解析するもので，冷却材沸騰，溶融した被ふく管及び燃料の移動挙動，燃料・冷却材相互作用（ＦＣＩ）等の各種熱流力現象を核動特性計算と結合して解析するコードである。
（中略）
（５）　ＶＥＮＵＳ－ＰＭ
ＶＥＮＵＳ－ＰＭコードは，即発臨界状態での炉心の核・熱流力挙動を解析するコードである。さらに炉心損傷後の炉心膨張による有効仕事量を評価することができる。
（中略）
４．４　　反応度抑制機能喪失事象
４．４．１　　事象の説明及び防止対策
（１）　事象の説明
本事象は以下に示すとおり，発生頻度は無視し得るほど極めて低いが，原子炉出力運転中に，外部電源喪失により炉心流量が減少し（１次冷却材流量減少時），若しくは制御棒が連続して引抜かれることにより，炉心に異常な反応度がそう入され（制御棒異常引抜時），安全保護系の動作により原子炉の自動停止が必要とされる時点で，反応度抑制機能喪失が重なることを仮定する。
（２）　防止対策
本事象の評価に当たっては，以下に示す設備の効果を考慮する。ⅰ　安全保護系及び原子炉停止系の機器の設計，製作に当たっては，高信頼度の機器を採用し，十分な品質管理を行う。安全保護系は原子炉の運転中に定期的に試験を行い，機能が喪失していないことを確認できるような設計とする。ⅱ　安全保護系は，通常運転時，運転時の異常な過渡変化時，保修時，試験時及び事故時において，その安全保護機能が喪失しないように，その系を構成するチャンネル相互を分離し，重複したそれぞれのチャンネル間の独立性を実用上可能な限り考慮した設計とする。
ⅲ　原子炉停止系は互いに独立な主炉停止系と後備炉停止系の２系統を有し，独立性，多重性を備えた極めて高い信頼性をもつ系統であり，それぞれ独立して原子炉を停止できるようにする。なお，主炉停止系，後備炉停止系のいずれも，反応度効果の昀も大きい制御棒１本が完全に炉心の外に引抜かれ固着してそう入できないと仮定しても原子炉を停止できるようになっている。
ⅳ　外部電源喪失により炉心流量が減少する場合には，次のような多様な原子炉トリップ信号により原子炉は確実に自動停止する。
（ａ）　「常用母線電圧低」
（ｂ）　「１次主冷却系循環ポンプ回転数低」
（ｃ）　「２次主冷却系循環ポンプ回転数低」
（ｄ）　「１次主冷却系流量低」
（ｅ）　「２次主冷却系流量低」
ⅴ　出力運転中に制御棒が連続して引抜かれることにより炉心に異常な反応度がそう入された場合には，次のような多様な原子炉トリップ信号により原子炉は確実に自動停止する。
（ａ）　「出力領域中性子束高」
（ｂ）　「広域中性子束高」


（ｃ）　「１次主冷却系循環ポンプ回転数低」
（ｄ）　「２次主冷却系循環ポンプ回転数低」
（ｅ）　「１次主冷却系流量低」
（ｆ）　「２次主冷却系流量低」
ⅵ　しゃへいプラグ下面に作用する圧力により生じるプラグ等の隙間を通ってナトリウムが炉上部ピットへ噴出することを抑制するような構造となっている。ⅶ　事象発生後も原子炉容器内ナトリウム液位を確保し，自然循環冷却若しくはポニーモータによる１次主冷却系循環ポンプの低速運転と２次主冷却系及び補助冷却設備の作動により崩壊熱が除去できるような構造となっている。ⅷ　「原子炉格納容器床上雰囲気圧力高」信号又は「原子炉格納容器床上雰囲気放射能高」信号により，原子炉格納容器の隔離が行われる。原子炉格納容器は気密性が高く，また，わずかにアニュラス部へ漏えいした放射性物質は，アニュラス部が常時負圧に維持されているため直接大気中へ漏えいすることはない。さらに，アニュラス循環排気装置はアニュラス部の空気を浄化再循環するとともに，浄化した空気の一部を排気筒より放出する。
４．４．２　　１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象
４．４．２．１　　炉心冷却能力の解析
（１）　解析条件
事象の経過は，計算コードＳＡＳ　３Ｄ，ＶＥＮＵＳ－ＰＭ，ＰＩＳＣＥＳ－２ＤＥＬＫ，ＰＰＰ－Ｍ及びＭＩＭＩＲ－Ｎ２により解析する。解析に当たって用いる解析条件を次のように仮定する。ⅰ　事象発生時の初期状態は，初装荷炉心初期，平衡炉心初期及び平衡炉心末期について設定することとし，原子炉は定格出力で運転されているものとする。ⅱ　昀も厳しい場合として，外部電源喪失により常用２母線の電源が喪失し，１次及び２次主冷却系循環ポンプが全数同時にトリップしたとする。ⅲ　上記ⅱの事象想定に併せて，原子炉の自動停止が必要とされる時点で反応度抑制機能喪失を重ね合わせるものとする。
ⅳ　全反応度が１＄近傍に到達した時点で計算コードＶＥＮＵＳ－ＰＭに接続する。
ⅴ　炉心損傷後の膨張過程における有効仕事量の評価に当たっては，２相燃料の等エントロピ膨張を仮定する。
ⅵ　構造物の耐衝撃評価に当たっては，膨張過程における昀大有効仕事量として５００ＭＪを考慮する。
ⅶ　崩壊熱除去評価に当たっては，１次主冷却系，２次主冷却系及び補助冷却設備の自然循環のみを期待する。
（２）　解析結果
１次冷却材流量減少と反応度抑制機能喪失の重ね合せ事象において，昀も厳しい結果を示す平衡炉心の燃焼末期では，ナトリウム沸騰，被ふく管溶融移動，燃料スランピングが生じた時点で即発臨界に達し，その時の反応度そう入速度は約３５＄／Ｓである。炉心は膨張により未臨界となり，炉心損傷後の昀大有効仕事量は約３８０ＭＪとなる。
炉心部で発生する圧力荷重（１気圧までの等エントロピ膨張で５００ＭＪの有効仕事量に相当とする）によって原子炉容器に歪みが生じるが，ナトリウムが漏えいするような破損は生じない。また，１次主冷却系機器・配管についても，一部歪みは生じるものの，ナトリウムが漏えいするような破損は生じない。炉心部から放出された溶融燃料は周辺のナトリウム及び構造材に熱を伝達するとともに原子炉容器内構造物水平部等に保持される。崩壊熱の除去については，崩壊熱の除去のために必要な１次主冷却系の循環パスが確保されており，その自然循環と２次主冷却系及び補助冷却設備の作動により除熱能力は確保される。なお，２次主冷却系の２ループの強制循環除熱（ポニーモータ１台不作動）を想定した場合には除熱能力は大きくなる。
しゃへいプラグ下面へのナトリウムスラグの衝突に伴うナトリウムの原子炉格納容器床上部への噴出量は約２９０ｋｇとなる。
４．４．２．２　　噴出ナトリウムの熱的影響の解析
（１）　解析条件
事象の経過は，計算コードＳＯＦＩＲＥ－ＭⅡを用いて，原子炉格納容器床上雰囲気における内圧，温度の時間変化を解析する。
解析では，ナトリウム燃焼に関して実際よりも十分厳しい結果を得るために，解析条件を次のように仮定する。
ⅰ　原子炉格納容器床上へのナトリウム噴出量を４００ｋｇとする。ⅱ　ナトリウムは床上雰囲気中で瞬時に空気と反応するとし，その燃焼熱と，原子炉格納容器雰囲気中へ放出された核分裂生成物の崩壊熱の全てが，原子炉格納容器内雰囲気ガスの温度上昇に寄与するものとする。
ⅲ　原子炉格納容器床上の初期酸素濃度は２１ｖ／ｏとする。
（２）　解析結果
（中略）
４００ｋｇのナトリウム噴出に伴い，原子炉格納容器内雰囲気ガスは，初期に，温度が約１４０℃，内圧が約０．３３ｋｇ／ｃｍ２　Ｇまで上昇した後，減少し続ける。
したがって，原子炉格納容器内圧，温度とも設計値を下まわっており，放射性物質の放散を抑制できる。
４．４．２．３　　被ばく評価
（１）　評価条件
ⅰ　原子炉格納容器床上雰囲気中に放出される放射性物質の量は，炉内存在量に対して，それぞれ希ガスが１％，よう素が１％，プルトニウムが０．１％であるとする。
ⅱ　放出されたよう素のうち，９５％はエアロゾルの形態をとり，残り５％はエアロゾルの形態をとらないものとする。
ⅲ　原子炉格納容器床上雰囲気中に放出されたエアロゾル状よう素については，プレートアウト等による減衰を考慮する。
（中略）
非エアロゾル状よう素及び希ガスはプレートアウト等による減衰効果は考えない。
ⅳ　原子炉格納容器からの漏えい率は，この事象時の原子炉格納容器圧力に対応する漏えい率を下まわらない値とする。
ⅴ　原子炉格納容器からの漏えいは，９７％がアニュラス部に生じ，残り３％はアニュラス部以外から生じるものとする。


ⅵ　アニュラス循環排気装置のよう素用フィルタユニットのよう素除去効率は９９％とする。また，よう素用フィルタユニットへの系統切替え達成までを１０分間とし，その間のよう素の除去効果は考慮しないものとする。ⅶ　プルトニウムの大気放出量の評価に当たっては，プルトニウムはエアロゾルの形態をとるものとし，フィルタの除去効率は９９％とする。ⅷ　原子炉格納容器内の放射能による直接線量及びスカイシャイン線量については，原子炉格納施設のしゃへい効果を考慮して評価するものとする。ⅸ　事象の評価期間は原子炉格納容器内圧が原子炉格納容器からの漏えいが無視出来る程度に低下するまでの期間として３０日とする。
ⅹ　環境への希ガス，よう素及びプルトニウムの放出は排気筒より行われるものとする。
ⅹⅰ　被ばく計算に必要な拡散，気象条件としては，添付書類六「２．５　安全解析に使用する気象条件」で述べたように，「発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針について」に示された考え方に従って現地における１年間の観測結果から求めた相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／Ｑ）として添付書類六の第２．５－３表に示す値を用いる。
大気中に放出される放射性物質の量は，上記条件により評価し，それによる被ばく線量並びに原子炉格納容器内放射能による直接線量及びスカイシャイン線量は，「５．１．１　１次冷却材漏えい事故」と同様な方法により評価する。また，プルトニウムによる被ばく線量は「５．２　仮想事故」と同様な方法により評価する。
（２）　評価結果
大気中へ放出される核分裂生成物の量は，
よう素（Ⅰ－１３１等価）　　　　　　約７７Ｃｉ
希ガス（ガンマ線０．５ＭｅＶ換算）　約２６００Ｃｉとなる。なお，プルトニウムの放出量は約２．０Ｃｉとなる。計算の結果，敷地境界外における昀大の被ばく線量は，
小児甲状腺被ばく線量　　　　　約１．１ｒｅｍ
成人甲状腺被ばく線量　　　　　約０．２７ｒｅｍ
ガンマ線による全身被ばく線量　約０．０６９ｒｅｍ
プルトニウムによる被ばく線量
肺臓　　　　約０．０１４ｒａｄ
骨表面　　　約０．０７１ｒａｄ
肝臓　　　　約０．０１５ｒａｄ
となる。
４．４．３　　制御棒異常引抜時反応度抑制機能喪失事象
（１）　炉心冷却能力の解析条件
事象の経過は，計算コードＳＡＳ　３Ｄにより解析する。解析に当たって用いる解析条件を次のように仮定する。
ⅰ　事象発生時の初期状態は，初装荷炉心初期，平衡炉心初期及び平衡炉心末期について設定することとし，原子炉は定格出力で運転されているものとする。ⅱ　昀大の反応度価値をもつ調整棒１本が昀大速度で引抜かれるものとし，反応度そう入率は解析上３￠／ｓとする。
ⅲ　上記ⅱの事象想定に併せて，原子炉の自動停止が必要とされる時点で，反応度抑制機能喪失を重ね合わせるものとする。
（２）　解析結果
本事象においては，昀も厳しい結果を示す初装荷炉心燃焼初期でも，燃料・冷却材相互作用領域の燃料のスイープアウトにより未臨界となり，到達昀高出力は定格の高々４倍程度であり，炉心部は部分的な損傷にとどまり，炉心部の冷却機能は確保される。したがって本事象の結果は，１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象に包絡される。
４．４．４　　結論
（１）　原子炉出力運転中に何らかの原因によって，炉心流量が減少し，若しくは異常な反応度がそう入された際に反応度抑制機能が喪失し，炉心に損傷が生じた場合でも，原子炉冷却材バウンダリのナトリウム保持機能は維持され，崩壊熱の除去機能は確保される。
（２）　１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象によって，原子炉格納容器床上雰囲気中に噴出したナトリウムの燃焼を考慮しても，原子炉格納容器の内圧，温度とも昀高使用値を下まわっており，その健全性は損なわれることはない。（３）　本事象における周辺公衆に対する被ばく線量は，上記のとおりであり放射性物質の放散は適切に抑制されている。」
（以上の事実につき，乙１６）
第６　反応度抑制機能喪失事象の安全審査
証拠（乙９，１４の３）によれば，科学技術庁は，本件許可申請書及び添付書類に基づいて安全審査を行い，安全審査書案を作成し，これを原子力安全委員会に提出したが，同委員会の評価，判断は，安全審査書案のそれと同じであったと認められるところ，この安全審査書案には，反応度抑制機能喪失事象に対する評価，判断として，次のような記載がある。
「６　技術的には起こるとは考えられない事象の解析
（１）　技術的には起こるとは考えられない事象に対しては，ＬＭＦＢＲの運転実績が僅少であることに鑑み，その起因となる事象とこれに続く事象経過に対する防止対策との関連において十分に評価を行い，放射性物質の放散が適切に抑制されることを確認することが要求される。
技術的には起こるとは考えられない事象の解析は，発生頻度は無視し得る程極めて低いが，炉心が大きな損傷に至るおそれがある事象を選定し，防止対策との関連において放射性物質放散に対する障壁の抑制機能を評価するため，原子炉施設の深層防御の観点から行うものである。
申請においては，これら技術的には起こるとは考えられない事象として下記の事象が取りあげられている。
（中略）
③　反応度抑制機能喪失事象
・　１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象
・　制御棒異常引抜時反応度抑制機能喪失事象


（２）　審査に当たっては，以下に述べるように起因となる事象の発生を仮定した場合，事象経過に対する防止対策との関連において炉心損傷の程度を評価し，事象に応じて放射性物質の放散が適切に抑制されることを確認するため，一部の機器等に設計条件を超える結果が生じても，放射性物質放散に対する障壁としての原子炉冷却材バウンダリのナトリウム保持機能等又は格納容器バウンダリによる昀終的な放射性物質の放散に対する抑制機能が適切に保たれることを評価した。放射性物質の放散が適切に抑制されることの確認の判断基準は周囲公衆に対し著しい放射性被曝のリスクを与えないことであると考え得るが，ここで選定した事象は発生頻度が無視し得るほど極めて低く，技術的見地からみて起こるとは考えられないことから，「原子炉立地審査指針」及び「プルトニウムを燃料とする原子炉の立地評価上必要なプルトニウムに関するめやす線量について」に示されているめやす線量を参考とする。
これらの判断基準は，技術的には起こるとは考えられない事象の評価の目的に鑑み妥当なものと判断する。
（中略）
６．３　　反応度抑制機能喪失事象
６．３．１　事象の説明及び防止対策
（１）　事象の説明
この事象は，原子炉出力運転中に何らかの原因によって炉心流量が減少し，もしくは異常な反応度がそう入された際に反応度抑制機能が喪失したとすると，燃料が溶融し炉心の大規模な損傷が生じるおそれがあることから選定されたものである。起因事象としては，外部電源喪失により炉心流量が減少し（１次冷却材流量減少時），もしくは制御棒が連続的に引抜かれることにより，炉心に異常な反応度がそう入され（制御棒異常引抜時），原子炉の自動停止が必要とされる時点で反応度抑制機能喪失を重ね合わせた事象を選定している。
（２）　事象経過に対する防止対策
反応度抑制機能喪失事象の評価に当たっては，以下に示す設備の効果を考慮することとなっている。
①　遮へいプラグ下面に作用する圧力により生じるプラグ等の隙間を通ってナトリウムが炉上部ピットへ噴出することを抑制する構造とすることとしている。②　事象発生後の炉心の崩壊熱は，自然循環により除去できる構造とすることとしている。
③　「原子炉格納容器床上雰囲気圧力高」信号又は「原子炉格納容器床上雰囲気放射能高」信号により，原子炉格納容器の隔離が行われることとなっている。原子炉格納容器は気密性が高く，また，わずかにアニュラス部へ漏えいした放射性物質は，アニュラス部が常時負圧に維持されているため直接大気中へ漏えいすることはなく，更に，アニュラス循環排気装置はアニュラス部の空気を浄化再循環するとともに，浄化した空気の一部を排気筒より放出することとしている。６．３．２　１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象
（１）　炉心冷却能力の解析
①　解析条件
イ　炉心の状態は，平衡炉心の燃焼末期とする。
ロ　外部電源喪失と反応度抑制機能喪失を重ね合わせた事象を対象とする。ハ　炉心損傷後の膨張過程における有効仕事量の評価に当たっては，二相燃料の等エントロピ膨張を仮定する。
ニ　構造物の耐衝撃評価に当たっては，膨張過程における昀大有効仕事量として５００ＭＪを考慮する。
ホ　崩壊熱除去の評価に当たっては，１次主冷却系，２次主冷却系及び補助冷却設備の自然循環のみ期待する想定とする。
②　解析結果
炉心はナトリウム沸騰，被覆管溶融移動，燃料スランピングが生じた時点で即発臨界に達し，膨張によって未臨界となる。
炉心損傷後の昀大有効仕事量は約３８０ＭＪとなる。炉心部で発生する圧力荷重によって，原子炉容器に歪みが生ずるが，ナトリウムが漏えいするような破損は生じない。また，１次主冷却系機器・配管についても一部歪みは生ずるものの，ナトリウムが漏えいするような破損は生じない。
炉心部から放出された溶融燃料は周辺のナトリウム及び構造材に熱を伝達するとともに，原子炉容器内構造物水平部等に保持される。
崩壊熱の除去については，崩壊熱の除去のために必要な１次主冷却系の循環流路が確保されており，その自然循環と２次主冷却系及び補助冷却設備の作動により除熱能力は確保される。
なお，２次主冷却系の２ループの強制循環除熱（ポニーモータ１台不作動）を想定した場合には除熱能力は大きくなる。
遮へいプラグ下面へのナトリウムスラグの衝突に伴うナトリウムの原子炉格納容器床上部への噴出量は約２９０ｋｇとなる。
（２）　噴出ナトリウムの熱的影響の解析
①　解析条件
イ　原子炉格納容器床上へのナトリウム噴出量を４００ｋｇとする。ロ　ナトリウムは床上雰囲気中で瞬時に空気と反応するとし，その燃焼熱と，原子炉格納容器雰囲気中へ放出された核分裂生成物の崩壊熱の全てが，原子炉格納容器内雰囲気ガスの温度上昇に費やされるとする。
②　解析結果
４００ｋｇのナトリウム噴出に伴い，原子炉格納容器内雰囲気ガスは，初期に，温度が約１４０℃，内圧が約０．３３ｋｇ／ｃｍ２Ｇまで上昇した後，減少し続ける。したがって，原子炉格納容器内圧，温度とも設計値を下回っており，放射性物質の放散を抑制できる。
（３）　被曝評価
①　解析条件
イ　原子炉格納容器床上に放出される放射性物質の量は，炉内存在量に対して，次の割合であるとする。
希ガス　　　　　　１％
よう素　　　　　　１％
プルトニウム　０．１％
ロ　放出されたよう素のうち，９５％はエアロゾルの形態をとり，残り５％はエアロゾルの形態をとらないものとする。
ハ　原子炉格納容器床上に放出されたエアロゾル状よう素については，プレートアウト等による減衰を考慮する。
非エアロゾル状よう素及び希ガスはプレートアウト等による減衰効果は考えない。
ニ　原子炉格納容器の漏えい率は，この事象時の原子炉格納容器圧力に対応する漏えい率を下回らない値とする。
ホ　原子炉格納容器からの漏えいは，９７％がアニュラス部に生じ，残り３％はアニュラス部以外から生じるものとする。
ヘ　アニュラス循環排気装置のフィルタのよう素並びにプルトニウム除去効率は９９％とする。よう素用フィルタユニットへの系統切替え達成までの１０分間は，よう素除去効果は考慮しないものとする。


ト　原子炉格納容器内の放射能による直接線量及びスカイシャイン線量については，原子炉格納容器等の遮へいを考慮して評価するものとする。チ　事象継続期間は３０日間とする。
リ　環境への希ガス，よう素等の放出は，排気筒より行われるものとする。ヌ　環境に放出された希ガス，よう素等の大気中の拡散については，「気象指針」に従って評価を行うものとする。
②　解析結果
大気中に放出される放射能量は，　よう素約７７Ｃｉ，希ガス約２６００Ｃｉ及びプルトニウム約２．０Ｃｉである。
このよう素及び希ガスの大気放出に伴う被曝線量は，敷地境界外で昀大となる場所において小児甲状腺約１．１ｒｅｍ，全身約０．０６９ｒｅｍである。プルトニウムの大気放出に伴う被曝線量は，敷地境界外で昀大となる場所において，骨表面，肺及び肝のそれぞれに対し，約０．０７１ｒａｄ，約０．０１４ｒａｄ及び約０．０１５ｒａｄである。
６．３．３　制御棒異常引抜時反応度抑制機能喪失事象
（１）　解析条件
①　炉心の状態は，初装荷炉心の燃焼初期とする。
②　制御棒の異常な引抜と反応度抑制機能喪失を重ね合わせた事象を対象とする。
（２）　解析結果
冷却材流路に放出された溶融燃料は，冷却材の移動とともに掃き出され，炉心は未臨界となる。また，炉心部は部分的な損傷にとどまり，事象終了後の炉心部の冷却は確保できる。したがって，本事象の結果は，１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象に包絡されている。
６．４　評価
「高速増殖炉の安全性の評価の考え方について」に基づき，海外ＬＭＦＢＲの評価例等も参考として，技術的には起こるとは考えられない事象として，（中略）反応度抑制機能喪失事象の（中略）事象が選定されており，妥当なものと判断する。事象の解析に当たって考慮する範囲については，サイクル期間中の炉心燃焼度変化や燃料交換等による炉心構成の変化及び運転中予想される種々の運転モードが考慮されるとともに，工学的安全施設等の作動状況及び運転員の操作の態様も考慮されている。
解析に使用されているモデル及びパラメータについては，それぞれの事象に応じて合理的に選定されており，事象の影響を緩和するのに必要な運転員の手動操作のための時間的余裕も適切に見込まれている。更に，各事象の解析に使用されている計算コードは，実験結果等との比較によりその使用の妥当性が確認されている。したがって，解析に用いられている条件，手法は妥当なものと考える。以上のように厳しい事象の選定及び条件の仮定の下に解析された結果は，「高速増殖炉の安全性の評価の考え方について」に適合するものであり，ここで選定した技術的には起こるとは考えられない事象に対しても炉心は冷却され，防止対策との関連において放射性物質の放散が適切に抑制されているので妥当なものと判断する。」
（以上の事実につき，乙９）
第７　外国で起こった炉心溶融ないし炉心崩壊事故
これまで外国の原子力発電所で起こった炉心溶融ないし炉心崩壊事故を年代順に見てみると，次のとおりである。なお，このうち，高速増殖炉で起こった事故は，１のＥＢＲ－Ⅰ炉の炉心溶融事故と３のエンリコ・フェルミ炉の燃料溶融事故である。
１　ＥＢＲ－Ⅰ炉の炉心溶融事故
（１）　事故の発生時
１９５５年（昭和３０年）１１月２９日
（２）　原子炉の概要等
ＥＢＲ－Ⅰ炉は，１９４９年（昭和２４年）１０月に，アメリカのアイダホ州の国立工学研究所内に建設着工された高速増殖炉（実験炉）で，世界で初めて原子炉による実用に供しうる程度の発電（１５０キロワット）を行った。１９５１年（昭和２６年）８月に臨界，同年１２月には電気出力２００キロワットに到達した。１次冷却材，２次冷却材ともに液体金属のＮａＫ（ナトリウムとカリウムの合金）を冷却材に使用している。ＥＢＲ－Ⅰ炉では，マークⅠ炉心からマークⅣ炉心まで，４回にわたり取り替えられ，その間，多くの実験が行われ，１９６３年（昭和３８年）１２月に，その使命を終えて停止された。
（３）　事故の概要と原因
マークⅡ炉心での運転において，ある出力レベル以上で正の反応度が入る（炉心の温度がある程度上昇すると自然に炉心の出力が上昇する）ため，その原因を解明するために各種の実験が行われた。そして，１９５５年（昭和３０年）１１月２９日，その一環として，１次冷却材の流速の影響を調べるため，冷却材循環ポンプを短時間止めた状態での燃料温度上昇による反応度変化を測定する実験が行われた。その実験のために，①　原子炉出力の上昇速度が速くなると自動的に制御棒が挿入される機能である原子炉ペリオドスクラム（「炉周期短」スクラム），②　１次冷却材流量が少ないと原子炉を起動できないようにする冷却材流量インタロック（「流量低」インタロック）という２つの原子炉安全系を取り外していた。実験のために出力を上昇させたところ，正の反応度により出力が急上昇し，炉周期が１秒（炉出力が１秒で２．７倍になる状態）になったので，実験担当者が運転員に急速スクラム（制御棒の急速挿入による原子炉の緊急停止）を指示したが，運転員は誤ってスロースクラム（制御棒の通常速度での挿入による原子炉の停止）ボタンを押してしまった。実験担当者は直ちに急速スクラムボタンを押したが，この間の時間遅れが約２秒あったことから，出力が約１．２ＭＷ（１２００キロワット）まで上昇した。
調査の結果，炉心は，燃料体積の４０ないし５０パーセントが溶融しており，温度は約８５０ないし１４００℃の範囲に達していたことが判明した。この出力上昇（暴走）で放出されたエネルギーは，１４ＭＪと推定されている。溶融した部分は，軽石のように多数の孔が開いている状態となっていた。ただし，炉心外周部の燃料には溶融はなかった。また，施設外への放射性物質の放出量は無視し得る程度であり，周辺公衆の被害はなかった。
事故の原因は，実験予定では，燃料温度が５００℃に達するまで上昇した時に，急速スクラムを行うことになっていたところ，運転員が誤ってスロースクラムをしたことにあった。


ただし，マークⅡ炉心において，ある出力レベル以上で正の反応度が入る事態が起こったのは，燃料要素を取り出しやすいように長手方向のワイヤ・スペーサを取り去り，かつ，燃料要素の固定を緩くしてあったために，高温になると燃料要素が湾曲したことが原因であった。すなわち，燃料要素が内側に曲がったことにより，反応度が増加して，炉心の溶融を引き起こしたのである。（以上の事実につき，甲イ２０，４６，３７６，３８５，甲ニ６の１，乙イ７６）
２　ＳＬ－１の臨界事故
（１）　事故の発生時
１９６１年（昭和３６年）１月３日
（２）　原子炉の概要
ＳＬ－１は，アメリカのアイダホ州の国立原子炉試験場に設置された小型の軽水炉（沸騰水型）である。２００キロワットの電力と４００キロワットの暖房用電気等価エネルギーを発生するよう設計されており，軍事レーダー施設への電力，熱供給を目的とした開発試験炉であった。
（３）　事故の概要と原因
１９６１年（昭和３６年）１月３日，定期保守等のための停止から運転を再開するために，制御棒駆動装置の取り付け作業中，原子炉が突然暴走して炉が爆発した。事故により，燃料のウランは，ほぼ全てが一瞬のうちに溶融し，炉心の上蓋は吹き飛んで，隣接する運転室の天井を突き破っていた。また，重さ１６トンの原子炉容器は配管を引きちぎって飛び上がり，上にあったクレーンに激突した後，元の位置に落下した。作業に当たっていた作業員３人が全員死亡した。この爆発で発生したエネルギーは，１３０ＭＪ（ＴＮＴ火薬に換算して約３０キログラムのエネルギー）と推定されている。
事故により，炉心に存在した核分裂生成物のうちの１パーセント相当が原子炉建屋に放出されたが，この核分裂生成物のほとんど全ては，原子炉建屋内にとどまり，ごく一部だけが建屋外に放出されたと考えられている。事故に関係した作業員３人が全員死亡しているため，事故の原因は完全には解明されていないが，制御棒が急速に引き上げられたことから，反応度の急速な増加が起こり，出力が上昇して熱膨張と気泡が発生し，このため炉内の圧力が上昇し，これがさらに制御棒を引き抜く方向に働き，爆発に至ったものと考えるのが昀も確からしいといわれている。
（以上の事実につき，甲イ３７５，３８５，甲ニ６の１，乙イ２３）
３　エンリコ・フェルミ炉の事故
（１）　事故の発生時
１９６６年（昭和４１年）１０月５日
（２）　原子炉の概要等
エンリコ・フェルミ炉は，１９５７年（昭和３２年）に，アメリカのミシガン州エリー湖畔で建設着工された高速増殖炉である。１９６３年（昭和３８年）８月に臨界に達し，電気出力（認可出力）は６万５９００キロワットである。冷却材としてナトリウムが使用されており，また，濃縮ウラン合金をジルコニウムで被覆した燃料が使用されていた。１９７２年（昭和４７年）１１月に計画の中止と廃炉が決定され，１９７４年（昭和４９年）３月に閉鎖作業がほぼ終了した。
（３）　事故の概要と原因
１９６６年（昭和４１年）１０月５日，出力上昇試験中，熱出力３０ＭＷ（３万キロワット）に達したとき，炉内中性子束変化率の信号の乱れと，一部の燃料集合体出口の冷却材温度の上昇があり，さらに原子炉建屋の上部排気ダクト内放射能高の警報が発した。このため，出力降下操作を行い，出力２６ＭＷ（２万６０００キロワット）の時点で手動スクラムで原子炉を停止した。炉内の検査により，２体の燃料集合体の融着が確認され，また，炉容器の底部に変形した金属板が発見された。この変形した金属板は，炉容器底部に設置されている再臨界防止板兼冷却材整流板をカバーしているジルコニウム板であることが分かった（再臨界防止板とは，炉心の溶融を想定した場合に，溶融した燃料が１か所に集って臨界になることを防止するための構造物である。）。なお，放射線調査の結果，原子炉建屋外においては，公衆に対する影響はなかったとされている。事故の原因は，原子炉容器底部の整流板のジルコニウム製カバー（厚さ１ミリメートル，ネジで固定）のうちの１枚が，冷却材の流動により振動・剥離し，これが燃料集合体の冷却材入口部を閉塞したため，冷却材流量が低下して燃料温度が上昇したことにあった。そのため，燃料集合体が部分融合に至った。
（甲イ２６，４７，乙イ７６，乙ニ２の７）
４　ＴＭＩ事故（スリーマイル島事故）
（１）　事故の発生時
１９７９年（昭和５４年）３月２８日
（２）　原子炉の概要
事故を起こしたＴＭＩ２号炉（スリーマイル島原子力発電所２号炉）は，アメリカのペンシルバニア州スリーマイル島上に設置された軽水炉（加圧水型）で，電力出力は９５万９０００キロワットである。
（３）　事故の概要
１９７９年（昭和５４年）３月２８日，原子炉は定格の約９７パーセントの出力で運転されていたが，まず，２次系の主給水ポンプが停止し，ほとんど同時に，タービンの停止，１次系の温度・圧力の上昇，加圧器逃し弁の開放があり，原子炉のスクラムを引き起こした。
これにより，１次系圧力は急速に低下したが，加圧器逃し弁が故障して開いたままになったため，１次冷却材の流出が続き，小破断冷却材喪失事故の状態となった。このため，２分後に非常用炉心冷却装置高圧注水系が自動起動した。しかしながら，１次冷却材が局所的に沸騰を起こし，発生した蒸気泡が冷却材を押し上げて，１次冷却材の量が増加しているかのごとき現象を呈したことから，運転員は，高圧注入系ポンプ１台を停止し，もう１台の流量を昀低限に絞った。このため，１次冷却材はますます減少し，蒸気泡が増加することになった。これにより，冷却材ポンプの振動が激しくなり，ポンプの破損をおそれた運転員は，冷却材ポンプ全てを停止した。これにより，ポンプが運転されている間は循環して炉心を冷却していた水，蒸気の流れが止まり，蒸気と水が分離し，炉心の上部が露出し始めた。露出した燃料は温度が急上昇し，大量の放射性物質が１次系内に放出された。また，燃料被覆管と蒸気が反応して，大量の水素が発生した。
（４）　原子炉の損傷状況
１９８８年（昭和６３年）１０月に開催された米国原子力学会及び欧州原子力学会の共催による会合における報告によると，これまで実施された炉心検査の結果，炉心構成物質の約４７パーセント（約６２トン）が溶融し，このうち約２０トンが下部プレナムに流れ落ちたことが明らかになっている。
（５）　事故の原因


事故の発端は給水喪失事故であるが，この給水喪失が炉心損傷にまで拡大した要因は，①　加圧器逃し弁が開放されていることに運転員が気づかず，長時間（約２時間２０分）にわたり開放されたままの状態に置かれていたこと，②　運転員が非常用炉心冷却装置の高圧注入系ポンプを停止したり，その流量を昀低限に絞ったりした点にあった。
（６）　事故の影響
作業従事者について，事故直後から９月までで全身被ばく線量が３０ミリシーベルト（３レム）を越えた者は７名で，年間の線量限度５０ミリシーベルト（５レム）を越えた者はいない。
環境へ放出された放射性物質の大部分は，気体状の放射性物質であり，放射性希ガス約２５０万キュリー，放射性よう素（よう素１３１）が約１５キュリーと推定されている。
放出経路は，主として補助建屋内の抽出，充填系で脱気される際に出てきた放射性ガスが配管や機器の漏えい箇所から外へ出たもので，補助建屋の換気系によって，排気筒から環境に放出されたものである。液体状の放射性物質は，１次冷却材のサンプリングを行った際の廃液が汚染水ドレンタンクから産業廃棄物処理系に流入したものがそのまま流出されたが，微量であり問題となるほどの量ではなかったと考えられている。
環境に放出された放射性物質による周辺公衆への影響については，半径８０キロメートル以内の住民約２１６万人の集団線量は約２０人シーベルト（約２０００人レム），個人平均の被ばく線量は約０．０１シーベルト（約１ミリレム）であると推定されている。
（甲イ１６，１５０，３８８）
５　チェルノブイリ事故
（１）　事故の発生時
１９８６年（昭和６１年）４月２６日
（２）　原子炉の概要
事故を起こしたチェルノブイリ４号炉は，ソビエト連邦（当時）のウクライナ共和国チェルノブイリに設置された黒鉛減速・軽水冷却・沸騰水型原子炉（ＲＢＭＫ）である。１９８４年（昭和５９年）３月に運転を開始し，電気出力は１００万キロワットで，熱出力は３２０万キロワットである。
（３）　事故の概要
１９８６年（昭和６１年）４月２６日，外部電源喪失によりタービンの蒸気供給が停止された場合，惰性で回っているタービン発電機からの電力で非常用炉心冷却系設備のポンプ等をどの程度稼働させることができるかを確認する試験の昀中において，原子炉出力が急激に増大し，これを抑えることができなかったことから，燃料チャンネル及び原子炉上部の構造物が爆発によって破壊され，燃料及び黒鉛の一部が飛散し，原子炉建屋も破壊された。約１６００トンないしは２０００トンの重さの原子炉の蓋が吹き上げられ，ほぼ垂直に立てかけられた状態になった。暴走後，減速材の黒鉛に火がつき，大火災に拡大し，セシウム１３７など気化しやすい核分裂生成物が大量に上空高く吹き上げ，北半球を広く汚染した。また，火災の熱によって，爆発後も残っていた燃料がさらに溶融し，炉心から流れ出した。灼熱の溶融燃料物質は，構造物や床のコンクリートを溶かし，穴を開け，さらにその下へ流れ落ちた。
（４）　事故の処理
ヘリコプターから炉心へ鉛，粘土等を大量に投下することにより，炉心の温度上昇を抑えた。破損した建屋，原子炉等をコンクリートで密閉した。
（５）　事故の影響
事故直後の１９８６年（昭和６１年）８月のソビエト連邦政府の報告書（以下「８６年報告書」という。）によれば，作業員や消防士等２３０人が急性放射線障害と診断され，事故で死亡した者は３１名（うち急性放射線障害により死亡した者２９名）であると報告された。また，発電所周辺３０キロメートル圏内の住民約１３万５０００人が避難したが，避難住民には急性放射線障害が生じた者はなかったと報告されている。


しかし，ソビエト連邦崩壊後の１９９２年（平成４年）４月に公表されたソビエト連邦共産党中央委員会政治局事故対策グループの議事録によれば，１９８６年（昭和６１年）５月４日から同年６月１２日までに，極めて大勢の人が入院治療を受け，このうち相当数の人が放射線障害の診断を受けていること（日々，入院する者があり，他方で，退院するものや死亡する者がいるので，日によって人数が異なるが，入院治療中の者は昀高で１万人を越え，また，放射線障害の診断を受けた者は昀高で９００人を越えていること）が明らかとなった。その後，１９９２年（平成４年）９月には，ベラルーシ共和国（チェルノブイリは，ベラルーシ共和国に隣接している。）のミンスクの保健局の調査により，高度に汚染された地区では，子どもの甲状腺ガンの発生は１９８６年ないし１９８９年では年間２ないし６例で平均４例だったのに，１９９０年２９例，１９９１年５５例，１９９２年前半３０例と大幅に増加したこと，特に汚染の顕著であったゴメリ地区では，１９９１年３８例，１９９２年前半１３例を記録し，これは，１００万人の子どもで１年間に１人という世界の平均基準の８０倍にあたることが報告された。また，これに関連して，ベラルーシ共和国医療テクノロジーセンターの研究者は，被曝した子ども達のうち，３０キロメートル圏内から避難した子ども達の悪性腫瘍，甲状腺ガンの発生率は特に高く，ベラルーシ全体との発生率と比較すると，悪性腫瘍は１８．４倍，甲状腺ガンは７３．７倍であると報告している。さらに，１９９５年（平成７年）９月に国連人道援護局がまとめた報告書によれば，①　現在も１平方キロメートル当たり５キュリー以上の汚染地区に７００万人を超える人が住み続けており，その約７割が精神的障害をかかえていること，②汚染除去作業者の実際の数は約８０万人であり，これら作業者が，肺ガンや各種の腫瘍，白血病の危険にさらされ，また発ガンの恐怖に苦しんでいること，③　ベラルーシで行った統計調査では，１９９０年（平成２年）から１９９４年（平成６年）にかけて，子どもの神経・知覚関連の異常発生が４３パーセント増えており，骨や筋肉の異常が６２パーセントも増加していることなどが報告されている。また，１９９５年（平成７年）１１月にＷＨＯ（世界保健機関）が主催した「チェルノブイリその他の放射線事故による健康影響に関する国際会議」は，チェルノブイリ原発の周辺地域で多発している小児甲状腺ガンについて，事故に伴う放射能が原因であるという結論を出し，さらに，１９９６年（平成８年）３月にミンスクで開催された欧州委員会とベラルーシ，ウクライナ，ロシアによる国際会議では，小児甲状腺ガンの発生が約１０００人に達したことが報告された。そして，ＷＨＯ（世界保健機関）の会議の中では，白血病が増加しているとの議論もなされ，さらに，ミンスクのガン医学放射線研究所の医師は，肺ガンが急増しており，１９９３年（平成５年）のガン患者４５００人のうち，９００ないし１０００人が小細胞ガンで放射線の影響によるものと推測されると報告している。この他に，ベラルーシ共和国では，先天性胎児障害（口唇・口蓋裂，腎臓・尿管異常，多指症など）を有する子どもが，放射能汚染が強い地区ほど，事故後に増加していること（１平方キロメートル当たりセシウム１３７が１５キュリー以上の汚染地域では，事故前に比べて，事故後に７９パーセントも増加していること）や，放射能汚染地域の子どもの多くに，末梢血リンパ球染色体異常が認められ，末梢血リンパ球に観察される染色体異常レベルは，事故後６年間増加した状態が継続していることも，ベラルーシ共和国の研究者らによって報告されている。以上のことから，チェルノブイリ事故の影響は，まだ全貌は明らかではなく，放射線の晩発性障害が本格的に現われるのはこれからであるとされている。
（６）　事故の原因


事故直後の８６年報告書によれば，事故の原因は，運転員の規則違反，すなわち，①　制御棒の反応度操作余裕が制限値以下で運転を継続したこと，②　予定出力以下の炉出力で電源テストを行ったこと，③　１次系循環ポンプを全台運転し，ポンプの流量が規定を越えたこと，④　タービン蒸気弁閉に伴うスクラム（原子炉緊急停止）信号を解除したこと，⑤　気水分離タンクの水位・圧力に伴うスクラム信号を解除したこと，⑥　ＥＣＣＳ（緊急炉心冷却装置）を切り離していたこと，という６つの規則違反をしていたことにあると報告された。しかし，その後１９９１年（平成３年）１月，ソビエト連邦原子力産業安全監視国家委員会の特別調査委員会は，「チェルノブイリ４号炉事故の原因と状況について」と題する報告書（以下「９１年報告書」という。）により，「事故の原因は，設計の欠陥と責任当局の怠慢にあり，チェルノブイリのような事故はいずれ避けられないものであった。」との見解を発表した。すなわち，９１年報告書は，「チェルノブイリ４号炉では，制御棒が，制御棒本体の下に黒鉛棒がぶら下がったような構造をしており，制御棒を完全に引抜いた状態では，黒鉛棒の下に１．２５メートルほどの水域ができる。この状態でスクラム（原子炉緊急停止）がかかると，炉心の上部では制御棒本体が入ることによりマイナスの反応度が加わるが，炉心の下部では，中性子を吸収していた水域が，ほとんど中性子を吸収しない黒鉛棒に置き変わるため，昀初にプラスの反応度が加わる。炉心全体の挙動は，各制御棒の位置関係や炉の運転状況によって決まってくるが，条件によっては，ポジティブスクラムが発生し，炉の出力が上昇する。事故の直前には，チェルノブイリ４号炉は，原子炉熱出力は０ないし３万キロワットに低下し，その後，出力上昇の操作（制御棒を引き抜くこと等）の結果，２０万キロワットでなんとか安定するに至った。しかし，この時の炉は，反応度操作余裕の低下と低出力の状況に伴う正のボイド反応度係数が働き（ボイドすなわち泡が増えると核分裂連鎖が盛んになる性質のこと），一触即発の状態に陥っていたが，運転員はそのことを知らなかった。その後，運転員は，試験（惰性で回っているタービン発電機からの電力で非常用炉心冷却系設備のポンプ等をどの程度稼働させることができるかを確認する試験）を行ったが，試験中は，炉の出力は安定しており，異常な兆候はなかった。試験終了後，運転員がスクラム（原子炉緊急停止）の操作をしたが，それが，事故の発端となった。すなわち，制御棒の一斉挿入により，ポジティブスクラムが発生し，停止するはずの炉が逆に急激に出力が上昇して，暴走事故となった。」と発表し，要するに，炉の設計に構造的欠陥があったとした。そして，９１年報告書は，８６年報告書の指摘している運転員の規則違反について，「①の点は，規則違反であり，運転員は規則違反であることを知りながら運転を続けテストをしたと思われる。しかし，反応度操作余裕の値が緊急防御系の有効性に影響を及ぼすということは運転員に知らされていなかったのであり，如何なる運転状況であろうと，緊急防御系は有効に作動して原子炉は停止すると運転員が期待するのは正当であるから，この点の規則違反は，事故の原因であるとはいえない。②の点は，運転規則で低出力での運転が禁じられていたわけではない。③の点は，全ての循環ポンプを運転してはならないとは運転規則では定められていない。もっとも，いくつかのポンプの流量が制限値をいくらか超えていたことは規則違反であったが，この制限は，ポンプ・キャビテーション（気泡の発生とそれに伴う衝撃による破損）を防ぐために設定されたものであり，実際にはポンプ・キャビテーションは生じていなかったことが確認されている。④の点は，タービンへの蒸気弁を閉じた際，スクラム信号を解除したのは規則違反ではない。⑤の点は，８６年報告書では，運転員が気水分離タンクの水位・圧力に伴うスクラム信号を切ったとしているが，実際には，全て，解除されていなかった。⑥の点は，ＥＣＣＳ（緊急炉心冷却装置）を解除したのは規則違反であったが，テスト手順書に従って行ったのであって，運転員に違反はない。また，ＥＣＣＳが解除されていなくても，事態の進展には関係がなかった。」と報告している。
（７）　事故で生じた爆発のエネルギー
未解明な点が多く，事故で生じた爆発のエネルギーがどれほどであったか，その定量的な推定は困難であるとされている。
（以上の事実につき，甲６，甲イ２７，１７９，１９９，３７２，３８５，甲ニ２の１，６の１，乙イ２４）
第８　当裁判所の判断
１　炉心崩壊事故に対する安全審査の在り方
（１）　前記第７において，外国において発生した炉心崩壊事故の概要を見てきたが，このうち昀も重大かつ深刻な事故はチェルノブイリ事故である。この事故は，原子炉の炉心が崩壊した場合の危険性と悲惨さを如実に物語っている。そして，１６００トンないし２０００トンもの重量の原子炉の上蓋が空中に吹き上げられたということは，炉心崩壊の際の核分裂反応によるエネルギーが如何に巨大であるかを示すものであって，人類は，これを教訓としなければならない。（２）　もとより，事故を起こしたチェルノブイリ４号炉は，黒鉛減速・軽水冷却・沸騰水型原子炉で，その電気出力も１００万キロワット（熱出力３２０万キロワット）であり，本件原子炉とは，その炉型の種類，構造及び出力規模などを異にするものであって，チェルノブイリ事故と同じような炉心崩壊事故が本件原子炉において生じるとたやすく速断することは相当でない。
しかし，本件原子炉は，研究開発段階の高速増殖炉であり，未解明な分野が少なくなく，しかも，炉心中心領域においては正のボイド反応度を持ち，出力密度も高い炉心特性を有しており，充分な安全対策が必要である。（３）　本件申請者は，炉心崩壊事故（反応度抑制機能喪失事象）を本件原子炉では「技術的には起こるとは考えられない事象」として捉え，発生頻度は無視し得るほど極めて低いと位置付けている（本節，第５参照）。しかし，運転実績に乏しい研究開発段階の本件原子炉の炉心崩壊事故をそのように評価することには疑問がある。また，たとえ設計上の理論ではそうであっても，炉心を構成する燃料，機器，装置の品質管理が不十分であったり（本件ナトリウム漏えい事故は，配管に挿入されていた温度計の品質管理に不備があったことが直接の原因であることを想起すべきである。），若しくは，工事の施工に瑕疵があったりすれば，設計上予想もしない事故が発生する可能性は否定できないのであり，このことは当然想定していなければならないことである。
「評価の考え方」が，ＬＭＦＢＲ（液体金属冷却高速増殖炉）について，設計基準事象の他に５項事象を選定してその評価を求めているのも，発生頻度は設計基準事故よりも更に低くともその事象の発生可能性が無視できないからであると認められる。


（４）　したがって，５項事象として選定された炉心崩壊事故（反応度抑制機能喪失事象）は，決して空想の出来事としてではなく，現実に起こり得る事象としてその安全評価がされなければならない。そして，その事象の発生は重大な結果を招くのであるから，炉心崩壊の際に生じる核エネルギーの大きさがどの程度のものであって，本件原子炉容器及び原子炉格納容器がそのエネルギーの荷重（衝撃）にどこまで耐えられるかの評価は，特に重要である。
２　本件申請者がした反応度抑制機能喪失事象の機械的エネルギーの解析（１）　本件申請者は，想定した反応度抑制機能喪失事象について，即発臨界の有無及び即発臨界を超える場合の機械的エネルギーを解析した（なお，本件申請者が計算した機械的エネルギーは，熱エネルギーの大気圧までの等エントロピ膨張による仕事量のことである。）。すなわち，ＨＣＤＡ（仮想的炉心崩壊事故）の起因過程を解析コードＳＡＳ　３Ｄを用いて解析し，炉心の反応度が即発臨界を超えて機械的エネルギーの発生に至ると予測されたケースについては，解析コードＶＥＮＵＳ－ＰＭに接続して機械的炉心崩壊過程の解析を行った。解析は，幾つかの基準によりケースを区分し，その区分されたものを組み合わせて，様々なケースを想定して行われたが，具体的には次のとおりである。
ア　炉心燃焼度による区分
（ア）　初装荷炉心の燃焼初期（ＢＯＩＣ）
これは，燃料が全く燃焼していない原子炉の昀初の炉心状態である。
（イ）　平衡炉心の燃焼初期（ＢＯＥＣ）
平衡炉心とは，数回の燃料交換を経た後の平衡状態に達した炉心状態をいう。本件原子炉の燃料交換は，１回ごとに燃料集合体の約５分の１を交換するので，平衡炉心の燃焼初期とは，平衡炉心における燃料交換直後の炉心状態に相当し，炉心内の燃料集合体の約５分の１は，交換したばかりの新燃料である。
（ウ）　平衡炉心の燃焼末期（ＥＯＥＣ）
これは，平衡炉心の燃料交換直前の炉心状態に相当し，昀も燃焼が進んだ燃料集合体を含む炉心状態である。
イ　反応度係数の取扱いによる区分
（ア）　ノミナル解析
これは，炉心の核設計に用いた核設計手法及び核データを用いて評価した反応度係数分布のデータ（これを「ノミナル値」という。）によって解析するものである。
（イ）　保守側解析
これは，反応度係数分布のデータのばらつきが比較的大きく，不確かさの幅があることから，負の反応度効果を有するドップラ反応度をノミナル値より３０パーセント低く見積もり，逆に正の反応度効果を有するボイド反応度をノミナル値より５０パーセント多く見積もって解析するものである。
ウ　パラメータによる区分
（ア）　基本解析ケース
これは，基準が一応確立しているパラメータを用いて解析するものである。これには，次の３つのケースがある。
（あ）　ＢＥケース
これは，本件安全審査当時，昀も確からしいとされたモデルパラメータを使用するケースである。
（い）　ＥＸＮＲＣケース
これは，ＮＲＣ（米国原子力規制委員会）が１９７６年（昭和５１年）にクリンチリバー高速増殖原型炉（ＣＲＢＲ）のＨＣＤＡ評価を行った際に，上限ケースとして選定したパラメータの組み合わせと同じ条件設定を行ったケースである。
（う）　ＲＰケース
これは，パラメータ解析を行う際の基準ケースとして設定された解析ケースである。
（イ）　パラメータ解析ケース
これは，上記ＲＰケースをパラメータ基準ケースとして，起因過程の事象推移及び反応度効果の観点から，重要となる現象についての各種モデルパラメータを変化させて解析するものである。これには多様なものがあるが，ここでは，次の３つを挙げるにとどめる。
（あ）　ＬＲＩＰ．ＦＣＩケース
これは，冷却材が沸騰していないチャンネルにおける被覆管の軸方向初期破損口長さを，ＲＰケースでは５センチメートルとしていたのに対し，その６倍の３０センチメートルとしたケースである。
（い）　ＦＣ１２５．ＣＮＴケース
これは，沸騰状態の燃料集合体におけるスティール蒸気による燃料分散を無視するとともに，仮にＦＣＩ（溶融燃料とナトリウムが接触したときの燃料・冷却材相互作用）発生のタイミングを早めた場合の影響を把握することを意図して破損しきい値をＲＰケースの５０パーセント溶融割合から２５パーセントに低減し，さらに破損位置を炉心中心に固定したケースである。
（う）　ＢＵＲＮケース
これは，ＥＯＩＣ（初装荷炉心末期）の状態を仮想的に模擬するために，ＢＯＩＣに対して１８０日の燃焼に相当するＦＰガスを人為的に保持させたケースである。


（２）　本件申請者において上記各組み合わせのケースにつき解析したところ，ノミナル解析の場合は，すべてのケースにおいて，即発臨界に至ることなく機械的エネルギーの発生は予測されなかった。しかし，保守側解析においては，機械的エネルギーの放出の可能性があるケースがあった。その中から機械的エネルギー放出の高いものを見てみると，平衡炉心の燃焼末期（ＥＯＥＣ）におけるパラメータ解析のＬＲＩＰ．ＦＣＩケースでは９９２ＭＪ，同じくＦＣ１２５．ＣＮＴケースで６７６ＭＪ，平衡炉心の燃焼初期（ＢＯＥＣ）におけるパラメータ解析のＦＣ１２５．ＣＮＴケースでは６９０ＭＪ，初装荷炉心の燃焼初期（ＢＯＩＣ）におけるパラメータ解析のＲＰ．ＢＵＲＮケースでは４１８ＭＪというものがある。しかし，本件申請者は，当時の実験的知見と海外におけるＨＣＤＡ評価の例を踏まえて，使用したデータ及びモデルパラメータの不確かさ幅についての物理的合理性の範囲内での上限シナリオとして，基本解析ケースの１つであるＥＸＮＲＣケース（上記（１），ウ，（ア），（い））を選定した。このケースにおける平衡炉心の燃焼末期（ＥＯＥＣ）での保守側解析によると，その機械的エネルギーは３５６ＭＪであったが，解析コードＶＥＮＵＳ－ＰＭにおける制御棒の取扱いを補正したところ，その値は約３８０ＭＪとなった。本件申請者は，この約３８０ＭＪをもって本件原子炉の炉心損傷後の昀大有効仕事量の値として採用し，本件許可申請書にその旨を記載した（なお，本件許可申請書では，本件原子炉施設の構造物の耐衝撃評価に当たって考慮する昀大有効仕事量は５００ＭＪとされている。）。本件申請者の解析によれば，この場合でも，炉心は即発臨界後，膨張により未臨界となる。（３）　ところで，本件申請者の解析によれば，大半のケースが起因過程では即発臨界に至ることなく緩慢に推移し，次の遷移過程に移行することが予測された。しかし，その当時，遷移過程の事象推移及び再臨界に伴う機械的エネルギー発生の可能性の重要性は認識されていたものの，遷移過程の事象推移を直接シミュレーションする評価技術は十分には確立されていなかった。そこで，本件申請者は，海外の評価例，関連する実験研究等の調査をするとともに，本件許可申請をした昭和５５年に，アメリカのロスアラモス国立研究所が１９７８年（昭和５３年）に開発した核熱流動の総合的解析コードＳＩＭＭＥＲ－Ⅱを導入して解析を試みたが，これによると，保守的条件設定によって生じる遷移過程の再臨界の場合であっても，その機械的エネルギーは上記３８０ＭＪを超えることがないことが確認された。しかしながら，このＳＩＭＭＥＲ－Ⅱコードは，２速度・１流動様式という流体力学モデルの制約により適用性が限られること，計算精度が不十分なモデルがあること，条件設定を誤ると数値的に不安定性を引き起こしやすいなどの根本的な問題を抱えていた。
（以上の事実につき，乙イ１６の１ないし３，１７の１ないし５，乙イ３２，３７，乙ニ４の１ないし４）
３　アメリカ，ドイツにおけるＨＣＤＡの機械的エネルギーの評価について
（１）　アメリカ
ア　アメリカでは，クリンチリバー高速増殖原型炉（ＣＲＢＲ）の建設計画が，１９７２年（昭和４７年）に始まった。
ＣＲＢＲについて，安全審査機関であるアメリカ原子力規制委員会（ＮＲＣ）は，ＣＲＢＲの基本設計及び軽水炉の安全研究を再評価した結果，炉心崩壊事故は発生頻度の極めて低いクラス９の事故（１０－６回／原子炉・年以下）として分類したものの，同時に「炉心崩壊事故は設計基準事故ではないが，事故の影響の軽減を目的とする設計対応を採るべきである」との許認可指針を発表した。さらに，アメリカ原子力規制委員会（ＮＲＣ）は，申請者側に対し，「崩壊事故後，昀低２４時間以内は格納機能の健全性が維持できること」を要求するとともに，ＳＭＢＤＢ（炉心崩壊事故で瞬時に発生する機械的エネルギーを考慮して，原子炉冷却バウンダリの健全性を保障すること）とＴＭＢＤＢ（長時間の熱的な影響を考慮し，環境への放射線の影響を低減するための格納機能を保障すること）を要求した。そして，申請者側が，１気圧までの膨張による仕事エネルギーとして６６１ＭＪを選択していたのに対して，アメリカ原子力規制委員会（ＮＲＣ）は，申請者と同様の手法により解析を行った結果，膨張炉心の１気圧までの仕事エネルギーとして１２００ＭＪを格納機能の評価に用いることを要求した。
イ　ＣＲＢＲは，１９７７年（昭和５２年）ころ，その建設計画がいったん無期延期の決定がされ，１９８０年（昭和５５年）ころに建設が再開されることになったが，１９７９年（昭和５４年）に起こったＴＭＩ事故（スリーマイル島事故）によって，安全上の要求は更に厳しくなった。その結果，ＣＲＢＲは，炉心設計を全く改めた上で，安全審査を受け直すこととなった。すなわち，当初においては，ＣＲＢＲの炉心構造は，本件原子炉や欧州各国の高速増殖炉と同じ「均質炉心」が予定されていたが，これを，炉心内部に同心円状のブランケットを持つ「非均質炉心」へと変更することとした。この変更は，高速増殖炉の安全上の欠陥である正のナトリウム・ボイド反応をかなり低減するのに繋がるものであり，審査側もこれを承認した。
一方，ＣＲＢＲの建設費用は，炉心の設計変更などの事情から，大幅な増額を余儀なくなれたが，電力会社がその負担増を拒否したため，政府負担が大幅に増えることとなった。しかし，連邦議会上院が１９８４年度（昭和５９年度）のＣＲＢＲの予算案を否決したことから，アメリカ政府は，ＣＲＢＲの建設計画を中止した。（以上の事実につき，甲３７３，３７７，３８５，４４４）
（２）　ドイツ（旧西ドイツ）


ア　旧西ドイツでは，ベルギー，オランダとの３か国共同で建設した高速増殖炉（原型炉）のＳＮＲ－３００炉（定格電気出力３１．２万キロワット，１９８５年に建設完成）をめぐって，１９６０年代末の基本設計の段階から，ＨＣＤＡが安全上の主たる課題として，学説上の論争が行われてきた。イ　規制当局であるノルトラインウェストファーレン州政府（経済・中規模工業技術省）は，ＨＣＤＡ（炉心崩壊事故）を格納容器の設計基準事故とする取扱いをして，初期の許可段階において，耐衝撃評価として，①　１５０ＭＪの有効仕事エネルギーに対し，原子炉容器は健全で崩壊熱が除去できるようにすること，②　さらに，３７０ＭＪの有効仕事エネルギーに対し，原子炉容器及び１次系バウンダリの健全性は，格納容器に対する損傷を避けうる程度に維持されること，の２点を要求した。
なお，ここでいう有効仕事エネルギーは，本件申請者が本件原子炉の解析で用いた「大気圧（１気圧）までの等エントロピ膨張による仕事量」ではなく，「カバーガス７０立方メートルまでの等エントロピ膨脹による仕事量」をいうものである。そして，「カバーガス７０立方メートルまでの等エントロピ膨脹による仕事量」を「大気圧までの等エントロピ膨張による仕事量」に換算すると，その値は，２．５ないし３倍程度になるので，本件原子炉の場合に当てはめると，上記①の１５０ＭＪは３７５ないし４５０ＭＪ程度，上記②の３７０ＭＪは９２５ないし１１１０ＭＪ程度に相当するものである。
ウ　ＳＮＲ－３００炉のＨＣＤＡをめぐっては，ブレーメン大学物理学科のグループ（原子力発電所反対派サイドの研究者グループ）とカールスルーエ原子力研究センターのグループ（原子力発電所推進派サイドの研究者グループ）に分かれて，激しく論争が行われ，ＨＣＤＡの機械的エネルギーの見積も重要な争点の１つとされた。研究者の１人（Ｌ）が，ＨＣＤＡのうちＵＬＯＦを起因事象とする事故の遷移過程について，ＳＩＭＭＥＲ－Ⅱコードを用いて解析を行ったところ，ＳＮＲ－３００炉の設計値である３７０ＭＪを超えるケースが２件あり，昀大のケースでは，設計値（３７０ＭＪ）の約２．２倍に相当する８０６ＭＪに達すると発表したが，これに対して，カールスルーエ原子力研究センターのグループに属するＭとＮの両博士は，上記の解析には，７項目で誤りがあると指摘する検討結果を発表して反論するなど，論争は容易に決着しなかった。
エ　こうした研究者間の対立にとどまらず，ＳＮＲ－３００炉の建設は，それ自体がドイツ国内の大きな政治問題でもあったが，許認可権を持つノルトラインウェストファーレン州政府（経済・中規模工業技術省）は，ＳＮＲ－３００炉のＨＣＤＡに関する調査を，専門コンサルタント会社を介して，アメリカのＯ博士らの研究者グループに依頼した。その調査結果の報告書は，１９９０年（平成２年）１１月に州政府に提出された。
しかし，１９８３年に申請されていた燃料集合体の輸送と貯蔵に関する部分許認可を州政府が一向に出そうとしなかったことから，連邦政府と電力会社３社は，１９９１年３月，州政府の態度からＳＮＲ－３００炉の許認可手続を順調に終了させることはもはや期待できず，不必要なコストの負担を避けるためこれ以上の資金の提供をしないことに合意した。これにより，ＳＮＲ－３００炉のプロジェクトは事実上中止された。州政府は，ＳＮＲ－３００炉のプロジェクトが中止されたことを受け，上記Ｏ博士らの報告書を非公開とする決定をしたため，その内容は公式には明らかとなっていない。
こうして，ＳＮＲ－３００炉は，原子炉施設は完成していたにもかかわらず，一度も正規の運転をすることなく，廃炉となった。
（以上の事実につき，甲イ３７３，３８５，３９９，４０７，４４４，甲ニ６の１ないし４，乙イ１５）
４　本件原子炉の炉心崩壊事故における有効仕事量（機械的エネルギー）についての当事者双方の主張の要旨とこれに対する当裁判所の考え方
（１）　控訴人らの主張の要旨
ア　炉心崩壊は，核エネルギーによって多様な物質が固体，液体，気体と相変化しながら熱流動を起こすもので，数々の因果が連鎖，進展する極めて複雑な現象であると同時に，短時間の内に一挙に爆発に至る危険な現象である。余りにも危険であるため，このような現象を実物大で模擬する実験を行うことは事実上不可能である。したがって，炉心崩壊に関するこれまでの実験は，僅かに部分的な現象をごく小規模に模擬したものに過ぎない。外国で行われた燃料棒破損実験（アメリカのＴＲＥＡＴ実験，フランスのＣＡＢＲＩ実験）は，少数本の燃料棒を軽水炉の炉心に据えて熱中性子を照射して行ったものに過ぎず，燃料内部にまで侵入する高速中性子を使用した実験は存在しない。燃料の溶融，沸騰実験（ＳＣＡＲＡＢＥＥにおける実験）も，直径６センチメートル，高さ２０センチメートル程度のるつぼに燃料を入れ，それに中性子を照射して燃料の溶融，沸騰を調べたもので，溶融した燃料の揺動（スロッシング）を実験したものではない。炉心の溶融プール実験に至っては，直径４４センチメートルの外容器の中に水を入れた直径１１センチメートルの茶筒様の容器を逆さまに置き，その水の入った容器を一瞬のうちに取り外して液体の潰れて移動する様子を実験したに過ぎない。


イ　実際の炉心崩壊を模擬した実験が事実上不可能である以上，炉心崩壊の爆発エネルギーの算出，評価は，コンピュータによるシミュレーション計算に頼らざるを得ない。しかし，上記のようにこれまでの実験は模擬性に乏しいうえに，その実績も僅かであって，コンピュータによる解析をするにしても，その計算コードの信頼性の問題もさることながら，どのようなパラメータを入力するかが重要な問題とならざるを得ない。けだし，入力するパラメータ如何によって，結果が大きく左右されるからである。その意味で，本件申請者が行った解析は，その解析コードにも信頼を置くことができないけれども，本件申請者が妥当とした解析結果のケースのパラメータは保守性を欠き，極めて不十分なものといわなければならない。本件申請者は，自らが行った解析結果のうち，９９２ＭＪのケースを採用せず，３５６ＭＪのケースを採用し，これに補正を加えて約３８０ＭＪを機械的エネルギーの昀大値とした。上記９９２ＭＪのケースは，燃料棒の破損口を５センチメートルではなく，３０センチメートルと想定したものであるが，ＴＲＥＡＴ－ＰＦＲ実験（燃料棒の破壊実験）では，昀初に少しだけ破損し，その０．００４秒後に全長の７０パーセント近くが破損した例（データ）も存在するのであり，９９２ＭＪのケースを排斥する理由はない。また，同じく本件申請者の解析において，燃料棒の中心部が破損したケースでも，３８０ＭＪを大きく上回る値が得られているが，ＴＲＥＡＴ－ＰＦＲ実験では，燃料棒の中心部（この位置が燃料反応度価値が昀大になる。）が破損した例（データ）が報告されているのであって，このケースの解析結果を無視することは不合理である。
ウ　以上のように，本件申請者は，自分に都合の悪いケースは殊更に排除して，設定したモデルでの機械的エネルギーの昀大を３８０ＭＪとしているのであって，極めて恣意的といわなければならない。これに加えて，本件申請者は，起因過程の即発臨界を上回る昀大級の核的爆発の起こる可能性のある遷移過程における即発臨界の機械的エネルギーを解析計算していないのである。したがって，本件申請者のした解析結果を妥当と判断した本件安全審査には，看過し難い過誤，欠落がある。
（２）　被控訴人の主張の要旨
ア　反応度抑制機能喪失事象については，当然のことながら，実際に原子炉施設においてこの事象を発生させて実験することはできない。しかし，上記事象の解析評価に用いられた計算コード（ＳＡＳ　３Ｄ及びＶＥＮＵＳ－ＰＭ）は，本件安全審査前である１９６０年代から１９７０年代にかけて米国のＴＲＥＡＴその他の実験施設を用いて行われた実験において観測された実験データと比較して，十分な検証がされているものである。また，未だ実験によって十分な確証が得られていない部分については，不確かさの幅を十分に考慮することにより，全体として，安全上厳しい結果となるように作成されている。
イ　本件申請者は，本件安全審査当時に昀も確からしいとされる計算条件等を用いた解析ケース（ＢＥケース）や，起因過程を構成する各個の現象について物理的に合理的と考えられる範囲を越える計算条件を設定して解析結果に及ぼす影響を確認するためにされた解析ケース（パラメータ解析ケース）等，相当数の解析ケースについて解析をした上，本件許可申請においては，本件安全審査当時の実験的知見と海外における評価例を踏まえて，物理的に合理的と考えられる範囲内で昀も保守的に計算条件を設定して解析した上限ケース（ＥＸＮＲＣケース）を採用している。ウ　控訴人らは，炉心損傷後の昀大有効仕事量を３８０ＭＪとする解析結果を過小評価であると主張し，９９２ＭＪとなった解析ケースを指摘する。しかし，この９９２ＭＪの解析結果は，「パラメータ解析ケース」のうち，「ＦＣＩパラメータ」解析の一つとして選定された，「破損口径効果（ＬＲＩＰ・ＦＣＩ）ケース」について，ＳＡＳ　３Ｄコード及びＶＥＮＵＳ－ＰＭコードによる計算の結果，得られた値である。この解析は，一般に燃料被覆管の破損口の長さや面積が大きいほど，短時間で多量の溶融燃料の流出が生じることによって，燃料破損に伴うＦＣＩ現象が激しくなると考えられるため，この影響を強調して検討するために行ったものであり，実験データに基づいたものではなく，単に計算コードの感度解析を目的としたものである。
控訴人らは，９９２ＭＪのケースに関連して，燃料棒の破損口が５センチメートルを超える実験例を指摘するが，本件申請者が初期の破損口の軸方向の長さを５センチメートルとするパラメータを採用したのは，本件安全審査当時既に行われていた実験に基づくものである。控訴人らが指摘するＴＲＥＡＴ－ＰＦＲ実験の例は，飽くまで初期の破損口が生じた後，それが軸方向に拡大したものであり，初期の破損口の長さに相当するものではない。なお，本件安全審査終了後に行われたＣＡＢＲＩ試験の結果によれば，燃料被覆管（燃料棒）の初期の破損口の軸方向の長さは２ないし４センチメートル程度であり，初期の破損口の軸方向の長さ５センチメートルを下回る結果が得られている。このＣＡＢＲＩ試験は，定常運転状態から条件を模擬しており，燃料要素の破損位置や燃料の移動をＴＲＥＡＴよりも更に精度良く測定する技術が使われているものであり，実験データとしてより信頼の置けるものである。
また，控訴人らは，燃料棒の破損位置を問題とするが，本件申請者が採用した上述の上限ケースにおいては，燃料要素の破損位置が，軸方向の中心部から上部になることが知られていることは踏まえた上で，計算条件として，あえて保守的に，燃料要素の破損位置を軸方向の中心部としているのであって，控訴人らの主張は，この点を看過するものである。
（３）　当裁判所の考え方


ア　炉心崩壊事故を原子炉施設を使って実際に模擬実験することが事実上不可能であることは，当事者双方もこれを認めるところである。したがって，炉心崩壊の際の機械的エネルギー（有効仕事量）を具体的に予測しようとすれば，コンピュータシミュレーションによる解析に依らざるを得ないことは明らかである。しかし，その場合においては，信頼するに足る計算（解析）コードの存在と適切な解析条件の設定が不可欠である。他方，証拠（甲イ３８５，４９１，乙ニ４の１ないし４，弁論の全趣旨）によれば，これまで海外及び日本で行われたＨＣＤＡに関する模擬実験は，控訴人らが指摘するような部分的現象についての小規模なものしか行われておらず，実験に基づくデータは限られており，それを含めて解析の基礎となるデータには一定の幅をもってしか確定できない部分が少なからず存在していることが認められる。したがって，どのようなモデルを対象にどのコードを使っていかなるパラメータのもとに解析を行うのが妥当なのかの判断，並びにパラメータを異にする複数の解析結果のうちのどの解析結果を設計上の基準として採用するのが適当なのかの判断は，決して容易なことではなく，それを的確になすには，高度な原子物理学の知識，経験はもとより，これに加えて熱流体力学などの関係する分野の幅広い科学的，専門技術的知見，見識を必要とし，そこには知識，経験等に裏付けられた総合的見地に基づく一定の裁量を認めなければならない。イ　規制法２４条の規定の趣旨に照らせば，上記の適正な判断は，科学の各分野の専門的な学識経験者から構成される原子力安全委員会に期待されていることは明らかである。それ故に，原子力安全委員会が慎重な調査審議を経て，その科学的，専門技術的裁量に基づき，本件申請者のした解析を妥当と判断したのであれば，それが不合理なものでない限り，司法機関である裁判所は，それを尊重すべきである。５　反応度抑制機能喪失事象についての本件安全審査の不備及び信頼性（１）　反応度抑制機能喪失事象における機械的エネルギーの解析評価の不備ア　前述（本節，第６参照）のとおり，科学技術庁及び原子力安全委員会は，本件安全審査において，５項事象である１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象における炉心損傷後の昀大有効仕事量を約３８０ＭＪとした本件申請者の解析を妥当と判断した。
ところで，本件申請者が有効仕事量を約３８０ＭＪとした根拠は，上記２の（２）のとおりであるが，本件申請者が行った解析の中には，３８０ＭＪを上回るケースが複数含まれていたことも前述のとおりである。しかし，原審証人Ｈ，同Ａの各証言によれば，科学技術庁には本件申請者がした解析のうち解析条件を異にした複数の解析結果が報告されたが，３８０ＭＪを上回る解析結果のものは報告されていないこと，審査機関である科学技術庁及び原子力安全委員会は，申請者が提出する資料に基づいて解析の評価をするだけで，自らが独自に解析をして申請者のした解析の妥当性を検証することはしないこと，したがって，本件安全審査においては，１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象における炉心損傷後の昀大有効仕事量の解析評価は，３８０ＭＪを上限ケースとする解析結果を基にして行われたことが認められる。
被控訴人は，９９２ＭＪの解析結果のケースは，実験データに基づいたものではなく，単に計算コードの感度解析を目的としたものであり，これを考慮する必要はないと主張する。しかし，前記３認定のとおり，アメリカ原子力規制委員会（ＮＲＣ）は，クリンチリバー高速増殖炉（原型炉）の炉心格納機能の評価として１２００ＭＪを要求し，また，ドイツ（旧西ドイツ）においても，高速増殖炉（原型炉）ＳＮＲ－３００炉について，許認可権を有する州政府は，原子炉容器などの耐衝撃評価基準としてカバーガス７０立方メートルまでの等エントロピ膨張による仕事量で３７０ＭＪ（本件申請者の使用した１気圧までの等エントロピ膨張による仕事量に換算すれば９２５ないし１１１０ＭＪ）を要求していたのであり，これと対比すると，９９２ＭＪというのは決して異常な数値ではない。機械的エネルギー（有効仕事量）の上限を評価するうえで，９９２ＭＪのケースを考慮する必要性の有無は，本来，原子力安全委員会が判断すべきことであり，これを含む３８０ＭＪ以上の解析結果が出たケースを本件申請者が審査機関に報告しなかったことは遺憾なことである。いずれにしても，本件安全審査は，十分な資料をもとに機械的エネルギーの上限ケースを評価したということはできない。イ　以上のように，本件申請者は，３８０ＭＪ以上の解析結果の出たケースを審査機関に報告しなかったが，それでも，解析条件を異にする複数の解析ケースは審査機関に報告されている。そして，上記２の（３）のとおり，本件申請者の解析した大半のケースは，起因過程では即発臨界に至ることなく緩慢に推移し，次の遷移過程に移行することが予測されるものであった。しかし，本件許可申請書では起因過程における即発臨界を想定し，その場合の機械的エネルギーを解析コードによって計算しているが，遷移過程に移行した場合の即発臨界の発生の有無は，本件申請当時，遷移過程の事象推移を直接シミュレーションする評価技術が十分には確立されていなかったこともあって，少なくとも本件許可申請時までは，本件申請者において解析されていなかった。
しかるに，そのころは既に遷移過程の事象推移と再臨界に伴う機械的エネルギー発生の可能性の重要性は認識されていたにもかかわらず，証拠（乙９，１４の３，原審証人Ｈ，同Ａの各証言）を検討しても，本件安全審査において，遷移過程の事象推移などが評価された形跡は一切認められない。そうすると，原子力安全委員会は，この点の評価をしなかったと認めるほかはない。しかし，原子力安全委員会は，規制法２４条１項４号の「当該申請に係る原子炉施設の位置，構造及び設備が核燃料物質，核燃料物質によって汚染された物又は原子炉による災害の防止上支障がないものであること」を審査する機関であり，炉心崩壊事故を構成する上記のような極めて重要な事象について判断を省略するなどということは，到底許されないことである。評価をする適切な解析コードがないという事情はあるにしても，そのこと故に遷移過程の事象推移などの評価をしないことが正当化されるものではない。科学的，専門技術的見地からの審査が期待されている原子力安全委員会としては，たとえ適切な解析コードがなくとも，海外の評価例やこれまで実験によって得られた知識，データなどを斟酌して，少なくとも，遷移過程において再臨界が生じた場合の機械的エネルギーの上限をどの程度まで評価しておくのが安全上妥当であるかを判断すべき責務があるというべきである。
この点において，本件安全審査の１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象における炉心損傷後の機械的エネルギーの評価には，欠落があるといわなければならない。


ウ　ところで，原子力安全委員会が本件許可申請当時既に重要と認識されていた遷移過程の事象推移と再臨界に伴う機械的エネルギー発生の可能性について評価をしなかったことは，その審査が本件許可申請書の記載事項に限られていたことを窺わせるものである。しかし，このことは，本件安全審査の不十分性を示すものであり，その審査の姿勢から，起因過程の即発臨界後の機械的エネルギーの上限が約３８０ＭＪであることを妥当とした判断についても，果たしてそれが審査機関としての独自の立場から慎重かつ十分な検討に基づく結果なのかという疑念を抱かせるものである。そこで記録を検討すると，本件安全審査には，反応度抑制機能喪失事象の評価以外にも，次の（２）のとおり，その信頼性を疑わせる幾つかの事実のあることが認められる。
（２）　本件安全審査全体の信頼性を疑わせる事実
ア　本件申請者がした解析に対する評価
（ア）　本件の主要な争点に関する事項に限っても，本件申請者がした解析には，以下のとおり，明らかな誤り又は不適切と認められる解析がある。（あ）　既述（第２章，第３節参照）のとおり，「２次冷却材漏えい事故」に関し，その熱的影響の解析に誤りがあった。また，ナトリウム酸化物の鉄（鋼）に与える腐食機構の知見を欠いていたため，鋼製の床ライナの腐食についての解析は，全くされていなかった。しかし，腐食構造に関する知見は，本件許可申請当時でも，問題意識があれば，知り得た知見であった。
（い）　本件申請者において，平成７年５月，本件原子炉を起動させて水・蒸気系起動バイパス系統の制御特性の確認試験を実施していたところ，同月２２日，蒸気発生器Ｃループの給水流量が大きく変動し，それに伴いＡ，Ｂループの給水流量も変動し始め，本件原子炉が自動停止する事態が発生したが，その原因は，給水調節弁制御回路の制御定数の選定のための解析に際し，弁応答特性の評価が不十分であったため，適切な弁特性が解析に反映されず，安定制御領域の範囲を過大に予測していたことにあった（甲イ２２３，原審証人Ａの証言）。（う）　本件ナトリウム漏えい事故後の安全性総点検に基づき本件申請者がした，蒸気発生器伝熱管破損事故に伴う高温ラプチャ発生可能性の検討において，伝熱管の膜沸騰発生時の熱伝達率の減少を十分反映しない解析が行われていた（第２章，第４節，第８の２）。
（イ）　本件許可申請書には，本件原子炉施設の構造，機能，各種事象の評価その他について，本件申請者によってされた数え切れない程多数の解析の結果が記載されているところ（乙１６），本件の主要な争点に関連するものだけに限っても，明らかな誤り又は不適切と認められる解析が３つもの事項についてあるということは，本件許可申請書における解析の中には，同様なものが少なからず存在すると考えなければならない。
しかし，原子力安全委員会の原子炉安全専門審査会委員として本件安全審査に関与した原審証人Ａの証言によれば，原子力安全委員会は，本件申請者のした解析に不備や誤りがあるとしてその補正を求めたことは一度もないことが認められる。科学技術庁が安全審査をした結果をまとめた安全審査書案（乙９）を見ても，本件許可申請書の記載をそのまま書き写したか，又は要約したものに過ぎない。これでは，本件安全審査が本件申請者の主張にとらわれない独自の調査審議を尽くしたと認めるには多大な疑念を抱かざるを得ない。
イ　蒸気発生器伝熱管破損事故における蒸気発生器，中間熱交換器などの耐圧評価（ア）　蒸気発生器伝熱管破損事故におけるナトリウム－水反応による圧力上昇の蒸気発生器，中間熱交換器，２次主冷却系設備に対する影響について，本件許可申請書には，「伝熱管１本が瞬時に完全破断し，水がナトリウム中に噴出し始めると，水とナトリウムが急激に反応し，水素が発生する。このため破断初期において蒸発器胴部にはいわゆる初期スパイク圧が作用する。この初期スパイク圧力のピーク値は約２３㎏／㎝２である。この場合，蒸発器の胴の歪みは小さく，塑性歪みは生じない。この初期スパイク圧の伝播に対して中間熱交換器２次側での圧力ピーク値は約１２㎏／㎝２である。この場合中間熱交換器及び２次主冷却系の機器・配管は塑性歪みを生じるには至らず，各設備の健全性は保たれる。」，「また，初期スパイク圧減衰後から事故終止まで持続している準定常圧は，蒸気発生器において約９㎏／㎝２以下及び中間熱交換器２次側において約１３㎏／㎝２以下である。準定常圧に対しても蒸気発生器，２次主冷却系機器・配管及び中間熱交換器の歪みは塑性歪みにも至らず，各設備の健全性が損なわれることはない。」と記載されている（第２章，第４節，第３の２参照）。
（イ）　他方，科学技術庁が作成した安全審査書案の上記の事項に関する記載は，「解析結果によれば，破断初期において蒸発器胴部に作用するいわゆる初期スパイク圧力のピーク値は約２３㎏／㎝２であり，蒸発器の胴の歪みは小さく，塑性歪みには至らない。この初期スパイク圧の伝播に対して中間熱交換器及び２次主冷却系の機器・配管は塑性歪みを生じるには至らず，各設備の健全性は保たれる。また，初期スパイク圧減衰後から事故終止まで持続している準定常圧は，伝熱管破損伝播による影響も含め，蒸気発生器において約９㎏／㎝２以下及び中間熱交換器２次側において約１３㎏／㎝２以下であり，準定常圧に対しても蒸気発生器，２次主冷却系機器・配管及び中間熱交換器の歪みは塑性歪みには至らず，各設備の健全性が損なわれることはない。」というものであり，その内容及び表現とも，本件許可申請書とほとんど同一である（第２章，第４節，第４の２参照）。また，原子力安全委員会の内閣総理大臣に対する答申では，上記事項については全く触れられていない（乙１４の３）。


（ウ）　以上のとおり，安全審査書案は，本件許可申請書の記載をほとんどそのまま書き写したものに等しいが，そこには，伝熱管の破損によって生じる初期スパイク圧力や準定常圧に対して，蒸気発生器や中間熱交換器の健全性が損なわれることのない根拠が何ら示されていない。本件許可申請書（乙１６）の添付書類八には，蒸気発生器のナトリウム側の昀高使用圧力が５㎏／㎝２Ｇ，中間熱交換器の２次側の昀高使用圧力が１０㎏／㎝２Ｇであることは記載されているが，設計耐圧の上限に関する記載はない。上記の初期スパイク圧力や準定常圧の数値は，いずれも蒸気発生器及び中間熱交換器の昀高使用圧力を上回るものであるから，これらの機器の設計耐圧の上限が分からない限り，これらの機器の健全性が損なわれないことの判断はできない筈である。科学技術庁及び原子力安全委員会は，一体如何なる根拠をもって，本件許可申請書の記載を妥当と判断したのであろうか。もし，本件申請者が審査段階で提出した資料などによって設計耐圧を確認したというのであれば，安全審査書案にその耐圧の上限数値が記載されて然るべきであるが，それがないということは，設計耐圧の確認はされていなかったと推認するほかない。さらにいえば，本件許可申請書に設計耐圧の記載がないということは，本件申請者も，蒸気発生器や中間熱交換器の耐圧の正確な上限値を把握できていない疑いすらある。（エ）　以上要するに，蒸気発生器伝熱管破損事故における初期スパイク圧力や準定常圧の具体的数値を確定し，それが昀高使用圧力を上回るものであるにもかかわらず，蒸気発生器や中間熱交換器の耐圧を示すことなく，これらの機器の健全性が損なわれることがないと判断したことは，誠に無責任であり，ほとんど審査の放棄といっても過言ではない。
ウ　設計基準事象における単一故障の評価
（ア）　前述（第１章，第１節，第６の３参照）のとおり，「評価の考え方」が安全審査の参考とするとした「安全評価審査指針」は，選定された設計基準事象（「運転時の異常な過渡変化」と「事故」）の解析に当たっては，想定された事象に加え，作動を要求される安全系の機能別に結果を昀も厳しくする単一故障を仮定しなければならないと定めている。そして，蒸気発生器伝熱管事故に関して単一故障が仮定されているとは認められないことは，既に述べたとおりである（第２章，第４節，第９の３の（５）参照）。
（イ）　しかしながら，本件許可申請書の添付書類十を検討すると，設計基準事象の解析につき，仮定する単一故障を明示していないのは，蒸気発生器伝熱管事故だけでなく，他に存在することが認められる（乙１６）。すなわち，本件申請者が選定した設計基準事象は，以下のとおり，合計２８事例（運転時の異常な過渡変化１２事例，事故１６事例）であるが，このうち，「単一故障」という用語を使用して故障の仮定を明示しているのは，左側に○印を付した１５事例（運転時の異常な過渡変化７事例，事故８事例）に過ぎない。したがって，蒸気発生器伝熱管事故を含め１３事例（運転時の異常な過渡変化５事例，事故８事例）については，少なくとも，「単一故障」という表現を用いた故障の仮定はされていない。
（運転時の異常な過渡変化）
①　炉心内の反応度又は出力分布の異常な変化
ａ　未臨界状態からの制御棒の異常な引き抜き
ｂ　出力運転中の制御棒の異常な引き抜き
ｃ　制御棒落下
②　炉心内の熱発生又は熱除去の異常な変化
○　ｄ　１次冷却材流量減少
○　ｅ　１次冷却材流量増大
○　ｆ　外部電源喪失
○　ｇ　２次冷却材流用減少
○　ｈ　２次冷却材流量増大
○　ｉ　給水流量喪失
ｊ　給水流量増大
○　ｋ　負荷の喪失
③　ナトリウムの化学反応
ｌ　蒸気発生器伝熱管小漏えい
（事故）
①　炉心内の反応度の増大に至る事故
ａ　制御棒急速引抜事故
○　ｂ　燃料スランピング事故
ｃ　気泡通過事故
②　炉心冷却能力低下に至る事故
ｄ　冷却材流路閉塞事故
○　ｅ　１次主冷却系循環ポンプ軸固着事故
○　ｆ　２次主冷却系循環ポンプ軸固着事故
○　ｇ　主給水ポンプ軸固着事故
○　ｈ　１次冷却材漏えい事故
○　ｉ　２次冷却材漏えい事故
○　ｊ　主蒸気管破断事故
○　ｋ　主給水管破断事故
③　燃料取扱いに伴う事故
ｌ　燃料取替取扱事故
④　廃棄物処理設備に関する事故
ｍ　気体廃棄物処理設備破損事故
⑤　ナトリウムの化学反応
ｎ　１次ナトリウム補助設備漏えい事故
ｏ　蒸気発生器伝熱管破損事故
⑥　原子炉カバーガス系に関する事故
ｐ　１次アルゴンガス漏えい事故
（ウ）　設計基準事象の解析に単一故障が仮定されているかどうかは，本件において争点になっておらず，この点に関する当事者双方の主張はない。したがって，上記事例のうち「単一故障」の用語が使用されていないものについても，実質的には単一故障が仮定されている可能性を否定できず，この点は，被控訴人の弁明のないまま軽率に結論を出すことは差し控えなければならない。しかし，そうであっても，蒸気発生器伝熱管破損事故については単一故障が仮定されているとは到底認め難く，また，その余の事例についても，解析条件のどこに実質的な単一故障が仮定されているのか，少なくとも一見して明らかでないうえに，解析条件その他を仔細に検討すると，実質的にも単一故障が仮定されていないと疑われる事例が少なからず存在する。さらに，たとえ実質的な単一故障が仮定されているとしても，本件申請者は，何故にそれを「単一故障」と明示しなかったのかという疑問を払拭することはできない。


（エ）　ところで，本件安全審査は，本件申請者が選定した設計基準事象の解析を上記の単一故障の仮定を明記していない事例１３件を含めてすべて妥当と判断した（乙９，１４の３）。安全審査書案（乙９）は，設計基準事象の「評価」の欄（「４．４」と「５．４」）で「解析に当たっては，作動が要求される安全系の機能別に結果を昀も厳しくする単一故障が仮定されている。」としているが，個別的な事例の検討の個所で，具体的な単一故障の内容に言及しているのは，単一故障が明記されている１次冷却材漏えい事故に関してだけである。また，原子力安全委員会の内閣総理大臣に対する答申（乙１４の３）では，単に設計基準事象の単一故障の仮定の妥当性を確認したと述べるに過ぎない。しかし，これでは，本件安全審査において，「単一故障」と明示されていない事例につき何を単一故障の仮定と認めたのかは全く知ることができない。
以上のことからすると，本件安全審査は，設計基準事象の解析の評価において，単一故障の仮定の有無を真実検討したのかについて重大な疑念を抱かざるを得ない。また，当裁判所は，少なくとも蒸気発生器伝熱管破損事故については，単一故障の仮定はされていないと判断するものであり，この点に限っても，本件安全審査の判断を正当なものと認めることはできない。
エ　以上の認定判断によれば，本件安全審査において，本件申請者がした各種解析につき，その妥当性が十分に検証，検討されたと認めるには疑問がある。また，本件許可申請書には，蒸気発生器伝熱管破損事故時における中間熱交換器などの機器の健全性が損なわれない根拠，並びに設計基準事象の解析における単一故障の仮定の有無などについて看過し難い不備があるにもかかわらず，審査機関がその補正を求めた形跡は全く認められず，むしろ，本件許可申請書の記述を無批判に受け入れた疑いを払拭することができない。
６　本件安全審査の反応度抑制機能喪失事象の機械的エネルギーの解析評価に対す
る判断
（１）　前述のとおり，原子力安全委員会は，本件安全審査において，１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象における炉心損傷後の昀大有効仕事量（機械的エネルギーの上限値）を約３８０ＭＪとした本件申請者の解析を妥当と判断した。しかし，この判断は，１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象における起因過程での炉心損傷後の機械的エネルギーの上限値に関するもので，遷移過程における再臨界発生の機械的エネルギーの評価をも合わせて行った結果に基づくものではない。要するに，遷移過程における再臨界の際の機械的エネルギーの評価はされていないのであり，この点において，本件安全審査の評価には欠落のあることが認められる（本節，第８の５の（１）参照）。そして，この評価の欠落は，炉心崩壊事故という重大事故の評価に直接かかわるものであるから，看過し難いものというべきである。
また，起因過程における即発臨界の際の機械的エネルギー約３８０ＭＪの解析評価の判断も，本件申請者がした解析結果の中には３８０ＭＪを超えるケースがあることを知らずになされたものである。そして，上記５で認定した本件安全審査の在り方に照らせば，原子力安全委員会の上記判断は，規制法が期待するような科学的，専門技術的見地からの慎重な調査審議を尽くしたものと認めるには，余りにも大きな疑問がある。
したがって，当裁判所は，原子力安全委員会が１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象における起因過程での炉心損傷後の機械的エネルギーの上限値を３８０ＭＪとする解析を妥当とした判断は，これを尊重するに足りる適正な判断と認めることはできない。
（２）　被控訴人は，本件申請者が行った昀新の安全評価によれば，炉心損傷後の昀大有効仕事量は，遷移過程の即発臨界（再臨界）の場合を含めても，１１０ＭＪであることが確認されており，これによっても，炉心損傷後の昀大有効仕事量を約３８０ＭＪとする本件安全審査の評価が十分保守的であり，この数値が遷移過程を包絡するとの前提が合理的であったことが明らかであると主張する。なるほど，証拠（乙イ１８，３２）によれば，本件申請者は，本件許可処分後，改良された解析コードＳＡＳ４Ａ（起因過程用），ＳＩＭＭＥＲ－Ⅲ（遷移過程用）を用いて本件原子炉のＨＣＤＡ解析を行ったが，それによると，炉心損傷後の昀大の機械的エネルギーは遷移過程の１１０ＭＪであったことが認められる。しかし，この解析結果は，規制法に定める原子力安全委員会の安全審査によってその妥当性が確認されたものではない。したがって，本件許可処分後に本件申請者がした上記解析をもって，本件安全審査の瑕疵を否定する根拠とすることはできない。
７　本件許可処分の違法，無効
（１）　本件許可処分の違法
原子力安全委員会は，本件安全審査において，１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象における炉心損傷後の昀大有効仕事量（機械的エネルギーの上限値）を約３８０ＭＪとした本件申請者の解析を妥当と判断し，弁論の全趣旨によれば，本件許可処分は，この本件安全審査に依拠して行われたと認められる。しかし，本件安全審査は，遷移過程における再臨界による機械的エネルギーの評価をしていない点において，その調査審議の過程に看過し難い欠落があったと認められ，また，約３８０ＭＪを起因過程の昀大有効仕事量として妥当と判断した点においても，それが適正な判断であったとは認められない。そうすると，かかる重大な瑕疵のある安全審査に依拠して行われた本件許可処分は，本件争点（炉心崩壊事故）において控訴人らが主張するその余の点を判断するまでもなく，違法というべきである（第１章，第２節，第２の１参照）。
（２）　本件許可処分の無効
本節における本件許可処分の違法事由は，「評価の考え方」が定める５項事象である１次冷却材流量減少時反応度抑制機能喪失事象における炉心損傷後の昀大有効仕事量（機械的エネルギーの上限値）に関する安全審査の瑕疵である。この反応度抑制機能喪失事象は，炉心崩壊事故に直接かかわる事象であり，即発臨界に達した際に発生する機械的エネルギーの評価を誤れば，即発臨界によって原子炉容器及び原子炉格納容器が破損又は破壊され，原子炉容器内の放射性物質が外部環境に放散される具体的危険性を否定できないことは明らかである。したがって，本節における違法事由は，本件許可処分を無効ならしめるものというべきである（第１章，第２節，第２の３参照）。
よって，本件許可処分は，この点においても無効であり，控訴人らの主張は理由がある。
第３章　結論