柏崎刈羽原子力発電所6号及び7号炉審査資料
資料番号
KK67-0100 改06
提出年月日
平成28年6月27日

柏崎刈羽原子力発電所 6号及び7号炉地震による損傷の防止について（補足説明資料）

平成28年6月
東京電力ホールディングス株式会社

目次
Ⅰ．耐震評価対象の網羅性，既工認との手法の相違点の整理について
Ⅰ－１ 耐震評価対象の網羅性について
1．申請施設の網羅性，代表性について
Ⅰ－２ 既工認との手法の相違点の整理について
1．建屋及び原子炉の地震応答解析モデルの高度化について
別紙 1 原子炉建屋の地震応答解析におけるコンクリート実剛性の採用について
別紙 2 地震応答解析モデルにおける補助壁の評価方法について
別紙 3 建屋側面地盤回転ばねを考慮することの妥当性について
別紙 4 原子炉本体基礎の復元力特性について
2．既工認実績のない規格・手法の適用性について
2-1 原子炉格納容器コンクリート部の応力解析における弾塑性解析の採用について
2-2 土木構造物の解析手法および解析モデルの精緻化について
2-3 使用済燃料貯蔵ラックの減衰定数について
3．その他手法の相違点等について
3-1 原子炉建屋屋根トラス及び排気筒の評価モデルについて
3-2 機器・配管系の減衰定数について
4．機器・配管系の設備の既工認からの構造変更について
下線部：今回ご提出資料

目次-1

別紙４

原子炉本体基礎の復元力特性について目次
1

はじめに・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・1

2 RPV ペデスタルの設計概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・23

2.1

構造・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・2

2.2

応力評価・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・4

復元力特性の設定方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・6
3.1

SC 規程の適用性及び設定方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・6(1) SC 規程の適用性及び設定方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・6(2) SC 規程に基づく RPV ペデスタルの復元力特性の検討手順・・・・・・・・・8(3) 復元力特性の検討範囲・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・9
3.2

RPV ペデスタルの構造の特徴の抽出及び構造に応じた追加検討事項・・・・・10

3.3

スケルトンカーブの設定方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・12(1) 地震応答解析における RPV ペデスタルのモデル化・・・・・・・・・・・・12(2) 曲げに対する弾塑性特性を考慮したスケルトンカーブ設定方法・・・・・・17(3) せん断に対する弾塑性特性を考慮したスケルトンカーブ設定方法・・・・・28
3.4構造の特徴に応じた追加検討事項の妥当性・・・・・・・・・・・・・・・・42(1) 妥当性の確認対象・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・42(2) 確認方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・43(3) 確認結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・45
4

スケルトンカーブの作成・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・48

5

履歴特性の設定・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・69(1) 検討目的・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・69(2)

検討方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・69(3)

検討ケース・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・69(4) 検討結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・72
6

まとめ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・74

7

参考文献・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・74

添付資料-1：RPV ペデスタルの復元力特性に用いるコンクリート強度の取り扱い
添付資料-2：地震応答解析モデルにおける RPV ペデスタルの減衰定数添付資料-3：RPV ペデスタルの SC 規程に基づくスケルトンカーブ導出過程
添付資料-4：SC 規程式に基づく試験体の荷重変位特性の作成方法
添付資料-5：既往試験の概要，信頼性及び実機への適用性
添付資料-6：復元力特性の設定における温度に応じた材料物性値の設定方法
添付資料-7：コンクリートせん断ひび割れ後の RPV ペデスタルの支持性能

1

はじめに
柏崎刈羽原子力発電所第 6 号炉及び 7 号炉の原子炉本体基礎（以下，「RPV ペデスタル」という）は，いずれも鋼板円筒殻の内部にコンクリートを充填した構造となっている。
既工認の耐震設計における地震応答解析では，RPV ペデスタルをより正確にモデル化する観点から，現実に存在する鋼板及びコンクリートの剛性をともに考慮した剛性を設定し，線形仮定を置きモデル化している。一方，応力評価においては，RPV ペデスタルに作用する
地震及びその他の荷重に対して鋼板のみで十分な耐力を有するように設計している。
今回工認では地震動レベルが増大していることから，RPV ペデスタルに対しコンクリートのひび割れによる弾塑性挙動を考慮した復元力特性を導入し，原子炉建屋の地震応答解析
モデルと整合させる。

RPV ペデスタルの弾塑性特性を考慮した復元力特性の設定は，鋼板コンクリート構造耐震
設計技術規程 JEAC4618-2009(1)（以下，「SC 規程」という）の評価式をもとに RPV ペデスタ
ル固有の構造特性を考慮し行う。RPV ペデスタルの弾塑性特性を考慮した復元力特性の設定
フローを図 1-1 に示す。

SC 規程の評価式をもとに，RPV ペデスタルの構造を踏まえた評価式の設定(3.2, 3.3 項)

荷重－変形特性試験結果との比較による妥当性，適用性の確認(3.4 項)

保守性を考慮した履歴特性の設定(5 項)

図 1-1 RPV ペデスタルの弾塑性特性を考慮した復元力特性の設定フロー1

2

RPV ペデスタルの設計概要

2.1 構造RPV ペデスタルは，原子炉圧力容器を支持する他，原子炉遮蔽壁，ダイヤフラムフロアを支持する円筒状の構造物である。（RPV ペデスタルの概略図は図 2.1-1 参照）
RPV ペデスタルの構造は，内外の円筒鋼板とそれらを一体化するための放射状のたてリブ
鋼板（隔壁），及び原子炉圧力容器ブラケットの支持部である水平配置の鋼板で構成され，内部にコンクリートを充填している※。RPV ペデスタル内には，上部ドライウェルと下部ド
ライウェルを連絡する連通孔を設けており，ベント管を内蔵している。

※RPV ペデスタルは当社 BWR プラントの初期では鉄筋コンクリート構造としていたが，柏崎刈羽原子力発電所においては施工性改善の観点から鋼板コンクリート構造を採用している。

2

上部ドライウェル

21 m
原子炉遮蔽壁

原子炉建屋概略断面図
34 m

連通孔

(RPV ペデスタル)

20.5 mA

A
下部ドライウェル

1.7 m

10.6 m

原子炉本体基礎
リングガーダ

内筒鋼板（板厚：30 mm）

たてリブ鋼板（隔壁）（板厚：25 mm）

外筒鋼板（板厚：30 mm）
ベント管（直径1.2 m）
充填コンクリート

A-A 断面図
図 2.1-1 RPV ペデスタル概略図

3

2.2

応力評価

RPV ペデスタルの内部にはコンクリートが充填されていることから，地震応答解析では鋼板と内部コンクリートをともに考慮した剛性を設定し，地震荷重を求める。
RPV ペデスタルは，地震荷重及びその他の荷重に対して，鋼板のみで十分な耐力を有するように設計する。具体的には，鋼板のみを考慮した FEM 解析モデルを用いて応力算定を行い，各荷重による応力の組合せが鋼構造設計規準に基づく許容値以内に収まることを確認している。
（RPV ペデスタルの応力評価フロー及び許容応力度は図 2.2-1 及び表 2.2-1 参照。
）
なお，RPV ペデスタルの応力算定は，FEM 解析モデルを用いて行っており，構造不連続部の局部の効果を含んだ応力が許容値以内に収まることを確認している。また，実際には内部にコンクリートが充填されており円筒鋼板が座屈しにくい構造であることに加え，座屈補強材として鉛直方向に鉄骨，水平方向にスティフナープレートを円筒鋼板に設置し，鋼板の幅厚比制限を満足することにより，局部座屈を防止する設計としている。

RPV ペデスタルの復元力特性の設定

鋼板と内部コンクリートの剛性を考慮した地震応答解析

その他荷重

地震荷重

鋼板のみを考慮した FEM 解析モデルを用いて応力算定

鋼構造設計規準に基づく許容応力度以下であることを確認
図 2.2-1 RPV ペデスタルの応力評価フロー4表 2.2-1 鋼板部の許容応力度（鋼構造設計規準に基づき算定）

面内せん断応力

組合せ応力

長期

短期

1.5 × √3

√3

1.5

F = Min(σy, 0.7σu)
σy：JIS G 3115 に規定される鋼板の降伏点(N/mm)
σu：JIS G 3115 に規定される鋼板の引張強さ(N/mm)

53. 復元力特性の設定方法
3.1

SC 規程の適用性及び設定方針(1)

SC 規程の適用性及び設定方針
RPV ペデスタルは，鋼板円筒殻の内部にコンクリートを充填した構造であり，隔壁方式の鋼板コンクリート構造（以下，「SC 構造」という）である。
今回工認で採用する RPV ペデスタルの弾塑性特性を考慮した復元力特性は，SC 構造の耐震設計に関する民間規格である SC 規程に定められた復元力特性の評価方法を準用する
ことにより設定する。
ただし，SC 規程はスタッド方式を前提としており，規程で取り扱われていない方式に対しては調査・検討を行うことで準用できるとされている。
RPV ペデスタルは隔壁方式であることから，RPV ペデスタルの構造の特徴に応じた追加検討を行うことで SC 規程を準用し復元力特性の設定を行うものとする。

（(1)より引用）
図 3.1-1 SC 構造の各種構造形式（例）

6

水平鋼板
打設孔
ベント管

B

B

A

A

1800

アクセス開口

連通孔

アクセス開口アクセストンネル

水平吐出管

ベースプレート

ベント管

ベースプレート

水平鋼板及び打設孔の例

たてリブ鋼板連通孔

中間鋼板

たてリブ鋼板A－A 断面B－B 断面図 3.1-2 RPV ペデスタルの構造概要
7

(2)SC 規程に基づく RPV ペデスタルの復元力特性の検討手順

SC 規程に基づく RPV ペデスタルの復元力特性を設定するために，RPV ペデスタルの構造の特徴を抽出し，それぞれの構造の特徴に対して，追加検討の要否を確認する。
RPV ペデスタルの構造の特徴のうち追加検討が必要なものに対しては，復元力特性の評価
式への反映方法について検討し，既往の試験結果を用いて検討事項の妥当性を確認する。

RPV ペデスタルの構造の特徴を抽出【3.2 項】

構造の特徴に応じ否た検討の要否【3.2 項】
要追加の検討 【3.3 項】

追加の検討事項無し（復元力特性の評価式へ反映）

検討事項の妥当性確認 【3.4 項】（既往の試験結果を用いた確認）

図 3.1-3 RPV ペデスタルの復元力特性評価方法の検討手順

8

(3) 復元力特性の検討範囲
今回工認では第２折点までの範囲を設定対象とする。第１折点はコンクリートのひび割れにより剛性が変化する点であり，第２折点は鋼板の降伏により剛性が変化する点である。
第２折点以降については現状想定する地震応答荷重の範囲外となるため考慮しない。
（SC 構
造の曲げ及びせん断に対するスケルトンカーブは図 3.1-4 参照）（(1)より引用）
図 3.1-4 曲げ及びせん断に対するスケルトンカーブ

9

3.2

RPV ペデスタルの構造の特徴の抽出及び構造に応じた追加検討事項
RPV ペデスタルの構造の特徴を抽出し，各々に対する構造に応じた追加検討の要否について整理した結果を表 3.2 に示す。
RPV ペデスタルの構造の特徴のうち，以下の５点が構造に応じた追加検討が必要な項目であることから，3.3 項では，これらの特殊構造を復元力特性の評価方法へ反映する方法を検討する。
①隔壁方式の SC 構造であり，SC 規程の前提としているスタッド方式と異なる。
②円筒型の SC 構造であり，SC 規程の根拠としている試験結果に含まれていない。
③ベント管を内蔵しており，コンクリートに大きな断面欠損がある。
④コンクリート底面が，鋼製のベースプレートにより基礎マットと分断されている。
⑤水平鋼板内に，施工用のコンクリート打設孔が設けてある。

10

表 3.2 RPV ペデスタルの構造の特徴及び追加検討の要否
構造の特徴に応じた追加検討の要否
RPV ペデスタルの構造の特徴

○：要

理由

×：否
共通

隔壁方式

○

SC 規程（スタッド方式）とは一体化方式が異なる。
SC 規程は円筒型への適用を排除するもので円筒型○はないが，規程の根拠となっているデータが矩形断面であることから，念のため追加検討
を行う。

下部

RPV ペデスタルの内外円筒鋼板及び縦リブ

ベント管

ペデスタル

○

間に充填されたコンクリートに埋め込んだベ
ント管による大きな開口欠損がある。

水平吐出管

ベースプレート×○

SC 規程の開口の取り扱いに関する規定に準じることで追加の検討は不要である※１
基礎マットとの接続部がベースプレートにより分断されている。

アクセストンネル

×

※１と同じ

上部

連通孔

×

※１と同じ

ペデスタル

ベント取入孔

×

※１と同じ

中間鋼板

○

一体化方式の違いによる相違

水平鋼板

○

一体化方式の違いによる相違

水平鋼板のコンク
リート打設孔アクセス開口○×

打設孔部分のコンクリートの取り扱いについては，SC 規程に特に規定されていない。
※１と同じ

11

3.3

スケルトンカーブの設定方法(1) 地震応答解析における RPV ペデスタルのモデル化
RPV ペデスタルは隔壁方式の SC 構造であり，図 3.3(1)-1 に示すように下部ペデスタルと上部ペデスタルに大別できる。さらに，上部ペデスタルは中間鋼板を含む断面形状の違い
から，以下に示す３部位に細分類できる。なお，下部ペデスタルにはベント管を内蔵している。
①下部ペデスタル②上部ペデスタル・RPV 支持点上部
・RPV 支持点下部
・ベント取入孔部
地震応答解析モデルにおいて RPV ペデスタルは図 3.3(1)-1 に示す質点を繋いだものとしてモデル化される。
（RPV ペデスタルの各断面における主要寸法は表 3.3(1)-1 参照。
）
下部ペデスタルは，質点番号 1～7 の各質点を繋ぐ曲げ変形及びせん断変形を考慮した６要素でモデル化している。
上部ペデスタルは，質点番号 7～11 の各質点を繋ぐ曲げ変形及びせん断変形を考慮した４要素から構成され，RPV 支持点上部では２要素，RPV 支持点下部では１要素及びベント取
入孔部では１要素でモデル化している。
スケルトンカーブは，これらの要素ごとに曲げ及びせん断について設定する。
RPV ペデスタルは各断面で中間鋼板の有無やベント管による開口の有無といった構造の差異があるが，既工認では構造の差異について各要素で個別に考慮し剛性を算定している。
今回の弾塑性特性を考慮したスケルトンカーブの設定においても既工認同様に各断面の構造の差異を考慮し，複雑な断面形状を有する実機 RPV ペデスタルに対して，構造に応じた検討を行った上で SC 規程を準用しスケルトンカーブを求める。
（既工認と今回工認の剛性設定の比較表は表 3.3(1)-2 参照。
）
SC 規程をもとに RPV ペデスタル実機の構造特性を踏まえた評価式を表 3.3(1)-3 に示す。
また，曲げ及びせん断に対するスケルトンカーブ設定方法について本項(2)及び(3)に示す。
なお，スケルトンカーブ設定に用いるコンクリート強度は，既工認と同様に設計基準強度を用いることとするが，実強度を用いた影響評価も合わせて実施する。地震応答解析モ
デルに用いる減衰は既工認と同様に 5%とする。（添付資料-1,2）

12

Ｗ
Ｓ

Ｎ
Ｅ

9440
原子炉圧力容器
基礎ボルト

14000
中間鋼板
（t=30）

連通孔

外筒鋼板（t=30）
内筒鋼板（t=30）たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

11

上部ペデスタル

10600
14000
中間鋼板
（t=30）連通孔 Ｃ
たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

10600

10
9

RPV 支持点下部

8
ベント取入孔部
7

Ｃ

6

下部ペデスタル外筒鋼板（t=30） 内筒鋼板
（t=30）

RPV 支持点上部

Ｄ

T.M.S.L-8200

5

Ｄ

4
3
2
1

14000
中間鋼板
（t=30）
外筒鋼板(ｔ＝30)

ベント取入孔部
Ｃ－Ｃ断面

たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

内筒鋼板（t=30）

10600
14000
ベント管

外筒鋼板
(ｔ＝30)
内筒鋼板（t=30）

Ｄ－Ｄ断面

たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

図 3.3(1)-1 RPV ペデスタルと地震応答解析モデルの対応
13表 3.3(1)-1

RPV ペデスタル各断面における主要寸法まとめ（６号炉及び７号炉）
項目

上部
ペデスタル

RPV 支持点
上部

RPV 支持点
下部

内径：9440mm
外径：14000mm
板厚：30mm
板厚：25mm
内径：9440mm
外径：14000mm
板厚：30mm
板厚：25mm－

円筒鋼板

4（中間鋼板含
む）

連通孔あり

隔壁
円筒鋼板

20（18°）
4（中間鋼板含む）

隔壁
連通孔

20（18°）
10（18°おきに開口部（連通孔）と無開口部が連続する構造）
3（中間鋼板含内径：10600mm
む）
外径：14000mm
板厚：30mm20（18°）
板厚：25mm3（中間鋼板含内径：10600mm
む）
外径：14000mm
板厚：30mm20（18°）
板厚：25mm10（18°おきに －開口部（連通孔）と無開口部が連続する構造）
3（中間鋼板含内径：10600mm
む）
外径：14000mm
板厚：30mm20（18°）
板厚：25mm1（外筒のみ）外径：14000mm
板厚：30mm20（18°）
板厚：25mm10（18°おきに －開口部（ベント
取入孔）と無開口部が連続する構造）2
内径：10600mm
外径：14000mm
板厚：30mm20（18°）
板厚：25mm10（36°）
内径：1200mm

連通孔なし

円筒鋼板

連通孔あり

隔壁
円筒鋼板

ベント取入
孔なし

ベント取入
孔あり

円筒鋼板

隔壁
円筒鋼板
隔壁
ベント
取入孔部

下部
ペデスタル

寸法

連通孔なし

隔壁
連通孔

ベント
取入孔部

個数(配置)

円筒鋼板

隔壁
ベント管

14

表 3.3(1)-2

RPV ペデスタル剛性設定の既工認及び今回工認の比較
項目

既工認
鋼板及びコンクリートの

初期剛性

今回工認
同左

曲げ剛性を合成

Is・Es＋Ic・Ec

曲げ変形
コンクリートひび
割れ後の剛性

初期剛性

設定無し

Is・Es＋(曲げひび割れ後のコ（線形仮定）

ンクリート剛性)※

鋼板及びコンクリートの同左

せん断剛性を合成

As・Gs ＋Ac・Gc

せん断変形
コンクリートひび
割れ後の剛性

設定無し

As・Gs ＋(せん断ひび割れ後（線形仮定）のコンクリート剛性)※※：SC 規程に RPV ペデスタルの構造の特徴を反映した評価式に基づき算定し，既往の加力試験結果との整合性を確認することにより妥当性を確認した方法を用いて設定する。

Ｅｃ
Ｅs
Ｉc
Ｉs
Ｇｃ
Ｇｓ
Ａｃ
Ａｓ

：コンクリートのヤング係数(N/mm2)：鋼板のヤング係数(N/mm2)：コンクリートの断面二次モーメント(mm4)：鋼板の断面二次モーメント(mm4)：コンクリートのせん断弾性係数(N/mm2)：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)：コンクリートのせん断断面積(mm2)：鋼板のせん断断面積(mm2)15表 3.3(1)-3
変形特性

曲げ変形

SC 規程

第 1 折点

第 2 折点=M1/(Ec・Ie)：鋼板を考慮したコンクリートの断面係数(mm3)：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)：コンクリートの曲げ引張強度(N/mm2)：コンクリートのヤング係数(N/mm2)：鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメント(mm4)

下部ペデスタル上部ペデスタル

M1=Ze・ v

M1=Ze・(0.5ft+ v)

同左（構造特性の反映点無し）

同左（構造特性の反映点無し）

同左（構造特性の反映点無し）

同左（構造特性の反映点無し）

同左（構造特性の反映点無し）

同左（構造特性の反映点無し）

設定理由

注 2，注 3= y

Q1=(Ac+(Gs/Gc)・As)・ cr
1= cr/Gc

ただし，
Ａｃ
Ａｓ
Ｇｓ
Ｇｃ
τ ｃｒ
σＢ
σｖ

第 2 折点

Ｚｅ
σv
ｆｔ
Ｅｃ
Ｉｅ

M2=My
2

第 1 折点構造を踏まえた評価式

M1=Ze・(ft+ v)

1

せん断変形

RPV ペデスタル実機の構造特性を踏まえた評価式

cr

0.31

・(0.31

B

Bv)

ただし， cr

0 .5

0.31

・(0.31B

Bv)

SC 規程式と同じ（構造特性の反映点無し）

注4：コンクリートのせん断断面積(mm2)：鋼板のせん断断面積(mm2)：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)：コンクリートのせん断弾性係数(N/mm2)：コンクリートのせん断ひび割れ強度(N/mm2)：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)(＝ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2))：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（＝ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸応力度）

Ａｃ ：コンクリートのせん断断面積(mm2)Ａｓ ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)
Ｅｃ’ ：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数(N/mm2)Ｅｓ ：鋼板のヤング係数(N/mm2)
νｓ ：鋼板のポアソン比
σy ：鋼板の降伏点強度(N/mm2)
Ｋα ：鋼板のせん断剛性（＝Ａｓ・Ｇｓ）
Ｋβ ：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効
せん断剛性

同左（構造特性の反映点無し）

同左（構造特性の反映点無し）

Ｋ ：SC 規程の附属書 2.1 解説に基づき設定

Ｋ ：SC 規程の附属書 2.1 解説に基づき設定

注5

注：
1. 記号は SC 規程と同じ。
2. 下部ペデスタルはコンクリート部がベースプレートにて完全に分断されておりコンクリート部の引張による抵抗が期待できないため ft=0 とした。
3. 上部ペデスタルはコンクリート部断面積のうち約 1/2 がコンクリート打設孔により連続しているためコンクリート部の引張による抵抗は 0.5ft を考慮した。
4. 下部ペデスタルはベント管開口の平均的な応力集中を考慮し，せん断ひび割れ強度τcr に 0.5 を乗じた。
5. SC 規程におけるＫ （＝ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性）はコンクリートの圧縮ストラット角度をθ＝45°と仮定して簡略化された評価式を記載している。RPV ペデス
タルの構造特性を踏まえ，SC 規程の附属書 2.1 解説に示される釣り合い式を用い，実際のθに合わせた値を設定した。

16

(2) 曲げに対する弾塑性特性を考慮したスケルトンカーブ設定方法
a． SC 規程の曲げ変形に対するスケルトンカーブ
SC 規程に示された曲げ変形に対するスケルトンカーブは，曲げモーメント M と曲率 φ との M-φ 関係を以下に示す状態を考慮して算定する（図 3.3(2)-1 参照）。
①

コンクリートの曲げひび割れによる剛性の変化（第１折点）②

鋼板の降伏による剛性の変化（第２折点）

SC 規程記載内容の抜粋を以下に示す。

今回の
参照範囲

17

今回の参照範囲

図 3.3(2)-1 曲げ変形に対するスケルトンカーブ（[1]に加筆）18

b． 下部ペデスタルの曲げ変形に対するスケルトンカーブ
上記ａ．項に示す SC 規程の記載内容に基づき RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点及び反映後の評価式を以下に示す。
図 3.3(2)-2 に示すとおり，下部ペデスタルの曲げモーメントが大きくなると引張側の死荷重による圧縮応力度がゼロとなり（第１折点），さらに大きくなると圧縮側のコンクリー
トと鋼板及び引張側の鋼板が曲げに抵抗し，引張側の鋼板が降伏することで第２折点に到達
する。

第１折点

内筒鋼板

コンクリート
外筒鋼板

第２折点
Ｍ２

Ｍ１
引張側の外側鋼板が降伏死荷重による
圧縮応力度σｖ

σｖ＝０

圧縮側

引張側

圧縮側

引張側

図 3.3(2)-2 下部ペデスタル曲げ変形の各状態（概念図）(i) RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点（第１折点）
・ RPV ペデスタルの地震応答解析モデルにおける部材断面性能は，コンクリートの剛性はベント管等の開口欠損を考慮した断面積に基づき性能評価する。
・下部ペデスタルは，図 3.3(2)-3（赤破線囲み）に示すようにコンクリート部がベースプレートにて完全に分断されていることから，コンクリートの引張強度 ft は無視する。
（第２折点）
構造特性の反映点無し。

19

(ii)反映後の評価式（第１折点）
・ Ｍ１＝Ｚｅ・σv
・ φ１は初期剛性とＭ１の交点（φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ））
注）下部ペデスタルはコンクリート部がベースプレートにて完全に分断されておりコンクリート部の引張による抵抗が期待できないため ft=0 となる。
Ｚｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面係数(mm3) （＝Ｉｅ／（Ｄ／２））
Ｄ／２：中心から最外縁までの距離（Ｄは最外直径）σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面積））
Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)
Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)
Ｉｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメント(mm4)（各鋼板の断面二次モーメントの和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコン
クリート部の断面二次モーメント）
第１折点は，ペデスタル円筒の曲げ引張側の死荷重による圧縮応力(σｖ)がゼロとなる時
点のＭ及びφを表している。
(第２折点)
・ Ｍ２＝Ｍｙ・ φ２は Ｍｙ 到達時のφｙ
第２折点は，ペデスタル円筒の曲げ引張側の鋼板が降伏する時点のＭ及びφを表している。
第２折点の曲げモーメントＭ及び曲率φは，断面の平面保持を仮定し，鋼板部の引張応
力が降伏状態となる場合の応力（ひずみ）分布を中立軸を変えながら収束計算し，収束する際のＭ2 及びφ２を求める。

20

表 3.3(2)-1 曲げに対する実機下部ペデスタルの構造特性を踏まえた評価式
変形特性

曲げ変形

SC 規程

第１折点

M1=Ze・(ft+ v)=M1/(Ec・Ie)1構造特性を踏まえた評

RPV ペデスタル固有の構造

価式

特性を反映した点

M1=Ze・ v

下部ペデスタルはコンクリート部がベースプレートにて完全に分断されておりコンクリート部の引張による抵抗が期待できないため
ft=0 とした。

同左（構造特性の反映点無し）

第 2 折点

M2=My
= y

2

同左
（構造特性の反映点無し）21

T.M.S.L. -8200

図 3.3(2)-3

RPV ペデスタルの脚部[コンクリートがベースプレートにて分断されている箇所を赤破線で示す]

22

c. 上部ペデスタルの曲げ変形に対するスケルトンカーブ
上記ａ．項に示す SC 規程の記載内容に基づき RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点及び反映後の評価式を以下に示す。
図 3.3(2)-4 に示すとおり，上部ペデスタルの曲げモーメントが大きくなると引張側のコンクリートは引張側の死荷重による圧縮応力度がゼロとなった後も引張に抵抗し，コンク
リート引張応力が引張強度に到達してひび割れが発生する（第１折点）。さらに大きくなると圧縮側のコンクリートと鋼板及び引張側の鋼板が曲げに抵抗し，引張側の鋼板が降伏することで第２折点に到達する。
コンクリート引
第１折点

張応力が引張強度に到達（ひび

内筒鋼板

コンクリート
外筒鋼板

Ｍ１

第２折点
Ｍ２

割れ発生）
引張側の外側鋼板が降伏死荷重による
圧縮応力度σｖ

圧縮側

引張側

圧縮側

引張側

図 3.3(2)-4 上部ペデスタル曲げ変形の各状態（概念図）(i) RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点（第１折点）
・ RPV ペデスタルの地震応答解析モデルにおける部材断面性能は，コンクリートの剛性は連通孔等の開口欠損を考慮した断面積に基づき性能評価する。
・ 水平鋼板によるコンクリートの分断を考慮するが，コンクリート断面積のうち約 1/2 がコンクリート打設孔により連続していると仮定する。図 3.3(2)-5 及び図 3.3(2)-6 にコンクリート打設孔の概念図を示す。
（第２折点）
構造特性の反映点無し。

23

(i) 反映後の評価式（第１折点）
・ Ｍ１＝Ｚｅ・（0.5ft*1+σv）
・ φ１は初期剛性とＭ１の交点（φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ））
注）*1：水平鋼板がコンクリートを分断するように設置されるが，水平鋼板面積のうち約 1/2 はコンクリート打設孔による開口があり，コンクリートが連続していることから，コンクリートの曲げ引張強度 ft に 0.5 を乗じる。
Ｚｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面係数(mm3) （＝Ｉｅ／（Ｄ／２））
Ｄ／２：中心から最外縁までの距離（Ｄは最外直径）σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面積））ｆｔ：コンクリートの曲げ引張強度(N/mm2)（＝0.38√σB）
σＢ ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)

ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)

Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)
Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)
Ｉｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメント(mm4)（各鋼板の断面二次モーメントの和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコン
クリート部の断面二次モーメント）
第１折点は，ペデスタル円筒の曲げ引張側のコンクリート部にひび割れが生じる点のＭ及びφを表している。
（第２折点）
・ Ｍ２＝Ｍｙ・ φ２はＭｙ到達時のφｙ
第２折点は，
ペデスタル円筒の曲げ引張側の鋼板が降伏する時点のＭ及びφを表している。
第２折点の曲げモーメントＭ及び曲率φは，断面の平面保持を仮定し，鋼板部の引張応
力が降伏状態となる場合の応力（ひずみ）分布を中立軸を変えながら収束計算し，収束する際のＭ2 及びφ２を求める。

24

表 3.3(2)-2 曲げに対する実機上部ペデスタル円筒の構造特性を踏まえた評価式
変形特性

曲げ変形

SC 規程

第１折点

M1=Ze・(ft+ v)

構造特性を踏まえた評

RPV ペデスタル固有の構造

価式

特性を反映した点

M1=Ze・(0.5ft+ v)

上部ペデスタルはコンクリ
ート部断面積のうち約 1/2が打設孔により連続しているためコンクリート部の引張による抵抗は 0.5ft を考慮した。

=M1/(Ec・Ie)1同左（構造特性の反映点無し）

第 2 折点

M2=My
= y

2

同左
（構造特性の反映点無
し）

25

A

A

A-A 断面図 3.3(2)-5 上部 RPV ペデスタルの断面（一部）[赤線部がコンクリート打設孔を示す]

26

⑪部の拡大イメージ
水平鋼板に存在する打設孔（断面積の 1/2）によりコンクリートが連続している部分⑩
0.5×ft

⑨

⑧
⑦
⑥

⑤

0×ft

④
③
②

①

図

3.3(2)-6 RPV ペデスタル立面図（コンクリート打設用開口部を赤破線部で示す）

27

(3) せん断に対する弾塑性特性を考慮したスケルトンカーブ設定方法
a. SC 規程のせん断変形に対するスケルトンカーブ
SC 規程に示されたせん断変形に対するスケルトンカーブは，せん断力 Q とせん断ひずみ
γとの Q-γ関係を以下に示す状態を考慮して算定する（図 3.3(3)-1 参照）。
①

コンクリートのせん断ひび割れによる剛性の変化（第１折点）②

鋼板の降伏による剛性の変化（第２折点）

以下，SC 規程記載内容の抜粋。

今回の
参照範囲

28

今回の参照範囲

図 3.3(3)-1 せん断変形に対するスケルトンカーブ（[1]に加筆）29

b． 下部ペデスタルのせん断変形に対するスケルトンカーブ
上記ａ．項に示す SC 規程の内容から RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点及び反映後の評価式を以下に示す。
図 3.3(3)-2 に示すとおり，下部ペデスタルのせん断力が大きくなるとコンクリートのせん断応力がひび割れ強度τｃｒに到達してせん断ひび割れが発生する（第１折点）。第１折点
でコンクリートにひび割れが発生した後もコンクリートは圧縮方向（ひび割れ角度θの方向，コンクリートのひび割れの方向は圧縮方向と同じ）にのみ抵抗する弾性体（異方性弾性体）として挙動し，ひび割れたコンクリートを鋼板が拘束し，コンクリートと鋼板が一体となってせん断力に抵抗する。さらに大きくなると鋼板の応力が降伏点強度σｙに到達し第２折点に到達する。
第１折点
内筒鋼板

コンクリート
外筒鋼板

第２折点
Ｑ２

Ｑ１

鋼板の応力

コンクリートが降伏点強のせん断ひびθ

度σｙに到達割れ発生

コンクリート＋＋のせん断応力がひび割れ強コンクリート ＋鋼板

コンクリート ＋度τｃｒに到達
ひび割れ後もコンクリー
トは圧縮方向にのみ抵抗
図 3.3(3)-2 下部ペデスタルせん断変形の各状態（概念図）

30

鋼板

(i) RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点（第１折点)
・せん断ひび割れ強度については，RPV ペデスタルの内外円筒鋼板及び縦リブ間に充填されたコンクリートにベント管を埋め込んだ特殊な構造であり，コンクリートに大きな開口欠損がある。ベント管周りのコンクリート部は実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，その影響を考慮して，せん断ひび割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。仮定の妥当性は，3.4 項に示す試験結果との整合性により確認する。
（第２折点)
・コンクリートの圧縮ストラット角度θに RPV ペデスタルの構造に合せた角度を入力することでせん断剛性を算出する。

31

(ii)反映後の評価式（第１折点)
・ Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳ）
・τcr
・ γ１＝τcr/ＧＣ
ただし， cr

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

注）*1：せん断ひび割れ強度については，RPV ペデスタルの内外円筒鋼板及び縦リブ間に充填されたコンクリートにベント管を埋め込んだ特殊な構造であり，コンクリートに大きな開口欠損がある。ベント管周りのコンクリート部は実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，その影響を考慮して，せん断ひび割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。仮定の妥当性は，3.4 項に示す試験結果との整合性により確認する。
Ａｃ：コンクリートのせん断断面積(mm2)Ａｓ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)

Ｇｃ：コンクリートのせん断弾性係数(N/mm2)

Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)

Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)

τｃｒ ：コンクリートのせん断ひび割れ強度(N/mm2)
σＢ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)
ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（コンクリート部の断面積））

第１折点は，ペデスタルのコンクリートと鋼板を考慮したせん断断面積（コンクリートのせん断断面積Ａｃ及びそれと等価なペデスタル鋼板のせん断断面積（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳの和）にコンクリートのせん断ひび割れ強度τｃｒを乗じた値，すなわちペデスタルコンクリート
部にせん断ひび割れが発生する点のＱ，γを表している。

32

(第２折点)Ａｓ ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)
Ｋα：鋼板のせん断剛性
Ｋβ：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性
σy：鋼板の降伏点強度(N/mm2)
第１折点でコンクリートにひび割れが発生した後もコンクリートは圧縮方向（ひび割れ
角度θの方向）にのみ抵抗する弾性体（異方性弾性体）として挙動し，鋼板と一体となってせん断力に抵抗することから，コンクリートと鋼板の内力のつり合いを考慮したせん断
剛性Ｋβを算出する。
第２折点の算出は，SC 規程の評価式における，コンクリートの圧縮ストラット角度θにRPV ペデスタルの構造に合せた角度を入力することで行う。
具体的には SC 規程の附属書 2.1 解説及び以下に示す参考文献(3)における算出式を用いて，ｃＱ＝Ｋβ・γ，δ＝Ｈ・γの関係よりＫβを算出する。

cQ =

1−
・ ・

2

C1 = L・cosθ

C2 = H・sinθ
ここで，

(

)

1
+
2
2・

・
( 1 + 2)−−cQ

：コンクリートの受け持つせん断力(N)δ：水平変位(mm)γ：せん断ひずみ度

cE：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数で，コンクリートのヤング係数に0.7 を乗じた値を用いる。(N/mm2)sE：鋼材のヤング係数(N/mm2)

ct:コンクリート板厚(mm)cν ：コンクリートのポアソン比33sν ：鋼材のポアソン比
L：隔壁の間隔(mm)H：隔壁の高さ(mm)sAy ：鋼材の水平断面の断面積(mm2)sAx ：鋼材の鉛直断面の断面積(mm2)
θ：圧縮ストラット角度（θ = tan）（θ=45°とした場合の評価式が SC 規程に例示されている。）

ここで，コンクリートのひび割れ角度θは，ペデスタルのたてリブ鋼板（隔壁）で分断された区画ごとに等価矩形断面に置換し，実際の構造に合わせた値を設定する。
下部ペデスタルのコンクリートの圧縮ストラット角度θは，たてリブ及び円筒鋼板に囲まれた各々の隔壁及び隔壁に囲まれたコンクリートを一つの SC 構造体として，その寸法（隔壁の高さ及び間隔）の対角線にコンクリートひび割れが発生すると仮定し，コンクリートの圧縮ストラット角度 θ を設定する。ベント管内蔵部については，たてリブ端部からベント管中心までの寸法を間隔 L として仮定する。
（図 3.3(3)-3 参照。
）
各々のθを用いてＫβ（ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性）を算出し，それぞれ足し合せることで各層のＫβを算出し，上に示した SC 規
程式に代入し，Ｑ２，γ２を求める。

34

地震方向に対して有効と見なす範囲を対象とする
地震方向

下部ペデスタル

H=11.7(m)コンクリート

ベント管

側面から見た図

せん断力
隔壁と隔壁に囲まれたコンクリー

高さ H
側面から見た図

θ
間隔 L「SC 構造体」の例

トで一つの SC 構造体を構成
Kβ＝当該層における「SC 構造体」※の Kβ の和鋼板※地震方向に対して有効と見なす範囲を対象とする（ベント管の無い部分）「SC 構造体」の例（ベント管のある部分）
図 3.3(3)-3 下部ペデスタルの隔壁構造の概念図

35

表 3.3(3)-1

せん断に対する実機下部ペデスタルの構造特性を踏まえた評価式

変形特性

SC 規程

構造特性を踏まえた

RPV ペデスタル固有の評価式

構造特性を反映した点

せん断

第 1 折点変形

Q1=(Ac+(Gs/Gc)・As)・ cr

同左= cr/Gc（構造特性の反映無

1

し）
ただし，

ただし，

cr

0 . 31

第 2 折点cr
B( 0 . 31

B

v

)

0 .5

0 .31

B

( 0 .31Bv)

下部ペデスタルはベント管開口の平均的な応力集中を考慮し，せん断ひび割れ強度
τcr に 0.5 を乗じた。

同左（構造特性の反映無し）Ｋ：
SC 規程の附属書 2.1
解説に基づき設定

36

下部ペデスタルのコ
ンクリートの圧縮ス
トラット角度θは，たてリブ及び円筒鋼板に囲まれた各々の隔壁及び隔壁に囲まれたコンクリートを一
つの SC 構造体として，その寸法（隔壁の高さ及び間隔）の対角線にコンクリートひび割れが発生すると仮定し，コンクリートの圧縮ストラット角度 θ を設定する。ベント管内蔵部は，たてリブ端部からベント
管中心までの寸法を
間隔 L として仮定する。
SC 規程の附属書 2.1に示される釣り合い式を用い，実際のθに合わせた値を設定した。

c. 上部ペデスタルのせん断変形に対するスケルトンカーブ
上記ａ．項に示す SC 規程の内容から RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点及び反映後の評価式を以下に示す。
上部ペデスタルのせん断変形における第１折点，第２折点の各状態については，下部ペデスタルと同様である（図 3.3(3)-2 参照）。
(i) RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点（第１折点）
構造特性の反映点無し（第２折点）
コンクリートの圧縮ストラット角度θに RPV ペデスタルの構造に合せた角度を入力することでせん断剛性を算出する。

37

(ii) 反映後の評価式（第１折点）
・ Ｑ１，γ１評価式は下部ペデスタルと同様。
ただし， cr = 0.31

B

0.31

B

V

注）上部ペデスタルはベント管の開口もなく，コンクリートは４面を鋼板で囲まれた閉鎖断面のために，せん断ひび割れ強度τcr は SC 規程に従う。
（第２折点)

Ａｓ ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)
Ｋα：鋼板のせん断剛性
Ｋβ：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性
σy：鋼板の降伏点強度(N/mm2)
第１折点でコンクリートにひび割れが発生した後もコンクリートは圧縮方向（ひび割れ
角度θの方向）にのみ抵抗する弾性体（異方性弾性体）として挙動し，鋼板と一体となってせん断力に抵抗することから，コンクリートと鋼板の内力のつり合いを考慮したせん断
剛性Ｋβを算出する。
第２折点の算出は，SC 規程の評価式における，コンクリートの圧縮ストラット角度θにRPV ペデスタルの構造に合せた角度を入力することで行う。
具体的には SC 規程の附属書 2.1 解説及び下に示す参考文献(3)における算出式を用いて，
ｃＱ＝Ｋβ・γ，δ＝Ｈ・γの関係よりＫβを算出する。

cQ =

2

1−
・ ・

C1 = L・cosθ

C2 = H・sinθ

(

2

−

+

)

1
2・

・
( 1 + 2)

−

38

ここで，
cQ

：コンクリートの受け持つせん断力(N)δ：水平変位(mm)γ：せん断ひずみ度

cE：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数で，コンクリートのヤング係数に0.7 を乗じた値を用いる。(N/mm2)sE：鋼材のヤング係数(N/mm2)

ct :コンクリート板厚(mm)cν ：コンクリートのポアソン比sν ：鋼材のポアソン比
L：隔壁の間隔(mm)H：隔壁の高さ(mm)sAy：鋼材の水平断面の断面積(mm2)sAx：鋼材の鉛直断面の断面積(mm2)
θ：圧縮ストラット角度（θ = tan）（θ=45°とした場合の評価式が SC 規程に例示されている。）

ここで，コンクリートのひび割れ角度θは，ペデスタルのたてリブ鋼板（隔壁）で分断された区画ごとに等価矩形断面に置換し，実際の構造に合わせた値を設定する。
上部ペデスタルのコンクリートの圧縮ストラット角度θは，水平隔壁が設置されている層を考慮し，RPV 支持点上部（２層（質点番号 10～11，9～10）），RPV 支持点下部（１層（質点番号 8～9））及びベント取入孔部（１層（質点番号 7～8））に分けて，たてリブ及び円筒
鋼板に囲まれた各々の隔壁及び隔壁に囲まれたコンクリートを一つの SC 構造体として，その寸法（隔壁の高さ及び間隔）の対角線にコンクリートひび割れが発生すると仮定し，コンクリートの圧縮ストラット角度θを設定する。
各々のθを用いてＫβ（ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性）を算出し，それぞれ足し合せることで上記の各層のＫβを算出し，上に示した
SC 規程式に代入し，Ｑ２，γ２を求める。

39

地震方向に対して有効と見なす範囲を対象とする

H=2.9(m)地震方向

H=1.2(m)H=2.5(m)H=1.0(m)

RPV 支持点上部

コンクリート
せん断力

高さ H
側面から見た図θ鋼板

間隔 L「SC 構造体」の例

隔壁と隔壁に囲まれたコンクリートで一つの SC 構造体を構成
Kβ＝当該層における「SC 構造体」※の Kβ の和※地震方向に対して有効と見なす範囲を対象とする

図 3.3(3)-5 上部ペデスタルの隔壁構造の概念図（RPV 支持点上部を例示）

40表 3.3(3)-2 せん断に対する実機上部ペデスタルの構造を踏まえた評価式
変形特性

SC 規程

構造特性を踏まえた

RPV ペデスタル固有の評価式

構造特性を反映した点

せん断

第 1 折点変形

Q1=(Ac+(Gs/Gc)・As)・ cr

同左= cr/Gc（構造特性の反映無

1

し）
ただし，

同左
（構造特性の反映無cr

0 . 31

第 2 折点B( 0 . 31

B

v

)

し）

同左
（構造特性の反映無し）Ｋ：
SC 規程の附属書 2.1
解説に基づき設定

41

下部ペデスタルのコ
ンクリートの圧縮ス
トラット角度θは，たてリブ及び円筒鋼板に囲まれた各々の隔壁及び隔壁に囲まれたコンクリートを一
つの SC 構造体として，その寸法（隔壁の高さ及び間隔）の対角線にコンクリートひび割れが発生すると仮定し，コンクリートの圧縮ストラット角度 θ を設定する。ベント管内蔵部は，たてリブ端部からベント
管中心までの寸法を
間隔 L として仮定する。
SC 規程の附属書 2.1に示される釣り合い式を用い，実際のθに合わせた値を設定した。

3.4 構造の特徴に応じた追加検討事項の妥当性(1) 妥当性の確認対象
構造の特徴に応じた追加検討により復元力特性の評価式へ反映する事項の妥当性の確認は，既往の加力試験の結果を活用し行う。なお，追加検討事項のうち，水平鋼板のコ
ンクリート打設孔については，単純に断面積の減少を反映しているのみであることから妥当性の確認は不要とする。
表 3.4(1) 追加検討事項の妥当性確認対象
追加検討事項の妥当性確認
RPV ペデスタルの構造の特徴

共通

○：要

内容

×：不要

（検証不要の場合はその理由）

隔壁方式

○

円筒型

○

下部

ベント管

○

ペデスタル

ベースプレート○

上部

水平鋼板のコンク

ペデスタル

リート打設孔構造を模擬した試験体の加力試験結果を用いて，構造に応じた追加検討で定めた評価方法の妥当性を確認する。
断面積の減少を反映したものであり妥当×性の確認は不要42

(2) 確認方法
追加検討事項を反映した復元力特性の評価式を用いて作成した既往の試験体の荷重－
変位特性と，試験で実測された試験体の荷重－変位特性の整合性を確認することにより，追加検討事項の妥当性を判断する。
（スケルトンカーブの作成方法，荷重－変位特性の作成方法は，それぞれ添付資料-3,4 参照）
既往の加力試験結果を用いた妥当性の確認が必要な構造は，下部ペデスタルの構造が該当することから，参照する既往の加力試験は，下部ペデスタルの構造を適切に模擬したものとする。
（表 3.4(2)，図 3.4(2)，加力試験の内容は添付資料-5 参照）
表 3.4(2) RPV ペデスタルと試験体の構造の比較
実機と試験体の差異
RPV ペデスタルの構造の特徴○：差異なし差異ありの理由

×：差異あり
共通

隔壁方式

○

－

円筒型

○

－

下部

ベント管

○

－

ペデスタル

ベースプレート○－43

実機 RPV
ペデスタル
試験体

ベント管
上部ペデスタルA

A

ベースプレートB

B

下部ペデスタル（試験体で模擬）

ベント管

内筒鋼板

内筒鋼板
たてリブ鋼板外筒鋼板
A－A 断面B－B 断面図 3.4(2) 試験体と実機 RPV ペデスタルの構造

44

(3) 確認結果
3.3 項で設定した SC 規程式に基づく試験体の曲げ及びせん断のスケルトンカーブを用いた荷重－変位特性を作成し，試験で実測された荷重－変位特性との比較を行った結果を図 3.4-1 に示す。
今回適用範囲としている鋼板降伏までの範囲において，SC 規程式に基づく試験体の荷重－変位特性は試験結果とよく一致していることから，SC 規程の評価式に対し，RPV ペ
デスタルの構造の特徴を踏まえて追加検討した事項の妥当性を確認した。

45

※
試験の実測値SC 規程式に基づく試験体の荷重－変位特性※ 繰 り 返 し載 荷 した 試(a)曲げ変形の比較

験結果を包絡したことによる不連続点試験の実測値SC 規程式に基づく試験体の荷重－変位特性(b)せん断変形の比較

図 3.4-1 荷重-変形関係の比較（１／２）

46

試験の実測値
SC 規程式に基づく試験体の荷重－変位特性

本検討の適用範囲外(c)荷重－変位関係の比較（試験結果全体での比較）試験の実測値SC 規程式に基づく試験体の荷重－変位特性※(d)適用範囲近傍の拡大図
図 3.4-1 荷重-変形関係の比較（２／２）

47※ 繰 り 返 し載 荷 した 試
験結果を包絡したことによる不連続点

4 スケルトンカーブの作成
3 項で妥当性が確認された方法に基づき，
RPV ペデスタルのスケルトンカーブを作成した。
RPV ペデスタルの各要素に対する曲げ変形及びせん断変形に対するスケルトンカーブに，暫定条件を用いて Ss-1,2 による地震応答解析を実施した際の応答レベルをプロットしたもの
を図 4 に示す。
（スケルトンカーブの導出過程は添付資料-3 参照）

48

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素①のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

49

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素①のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（２／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

50

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素②のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（３／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

51

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素②のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（４／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

52

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素③のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（５／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

53

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素③のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（６／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

54

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素④のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（７／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

55

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素④のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（８／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

56

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑤のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（９／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

57

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑤のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１０／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

58

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑥のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１１／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

59

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑥のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１２／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

60

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑦のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１３／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

61

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑦のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１４／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

62

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑧のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１５／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

63曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑧のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値

せん断力Ｑ

×：Ss-2 での最大応答値

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１６／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

64

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑨のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

せん断力Ｑ（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１７／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

65

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑨のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

せん断力Ｑ（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１８／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

66

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑩のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

せん断力Ｑ（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１９／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

67

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑩のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

曲率 φ

（1/m）

○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

せん断力Ｑ（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 4 SC 規程に基づく RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（２０／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

68５

履歴特性の設定(1) 検討目的
地震応答解析で応答が第１折点を超える場合は，線形時の減衰定数（一定値）に加え，採用した復元力特性による履歴減衰を考慮する。
RPV ペデスタルについても復元力特性を実機に適用するにあたり，履歴特性を設定する必要がある。設定する履歴特性に応じて履歴減衰が異なることから，保守性に配慮し，履歴減衰による消費エネルギーがより小さくなる履歴特性を設定する。
(2) 検討方法
試験結果に近い履歴特性と，SC 規程で定められている履歴特性をそれぞれ適用した地震応答解析を実施し，各々の消費エネルギー，即ち履歴減衰の大きさを比較する。
(3) 検討ケース
履歴特性に関するパラメータスタディの検討ケースを表 5(3)-1 に示す。
ケース A は，SC 規程を踏まえて，曲げとせん断の双方ともに最大点指向型の履歴特性を採用したケースである。
ケース B は，曲げ変形の履歴特性については，試験で得られた曲げ変形及びせん断変形の履歴特性（図 5(3)-2 参照）より，ディグレイディングトリリニア型に近い紡錘型の安定したループ形状が得られていることを踏まえ，曲げに対する履歴特性に試験結果に近いディグレイディングトリリニア型を採用し，せん断に対しては消費エネルギーがより小さな
原点指向型の履歴特性を採用したケースである。
参考として，最大点指向型，ディグレイディングトリリニア型及び原点指向型の履歴特性のイメージを図 5(3)-1 に示す。

69

表 5(3)-1 履歴特性に関するパラメータスタディ
ケース
ケース A
（SC 規程準拠）

曲げ

せん断

最大点指向型

最大点指向型

ディグレイディング

ケース B

トリリニア型(a)デ ィ グ レ イ デ ィ ン グ ト リ リ ニ ア 型

原点指向型(b)最大点指向型

図 5(3)-1 履歴特性のイメージ

70(c)原点指向型

（ａ）水平力－曲げ変形関係（ｂ）水平力－せん断変形関係
図 5(3)-2 実験における曲げ及びせん断の履歴特性（(2)より引用）71

(4) 検討結果
履歴減衰による消費エネルギーの累積値を比較したものを図 5(4)-1 に示す。曲げによる消費エネルギーは，せん断による消費エネルギーと比べると２桁大きいオーダーの値を示しており，消費エネルギーの観点からは曲げによる影響が大きく支配的であると言える。
さらに，曲げによる消費エネルギーは，試験結果に近いディグレイディングトリリニア型を採用したケース B は，ケース A の 1.5 倍以上のエネルギーが消費されていることが示された。
以上より，RPV ペデスタルの弾塑性特性を考慮した復元力特性の履歴特性としては，消費エネルギーが小さく保守的な応答を与えると考えられるケース A の最大点指向型を採用することとした。

72

曲げによるひずみエネルギー(tfm)

履歴減衰による消費エネルギー（曲げ）（tfm）

ケース A：最大点指向型
ケース B：ディグレイディングトリリニア
ケースＡ
ケースＢ

600
500
400
300
200
100
0

0

20

40
60
時刻（秒）

80

100

（ａ）曲げ

せん断によるひずみエネルギー(tfm)

履歴減衰による消費エネルギー（せん断）（tfm）

ケース A：最大点指向型
ケース B：原点指向型
8

ケースＡ
ケースＢ

6

4

2

0

0

20

40
60
時刻（秒）

80

100

（ｂ）せん断図 5(4)-1

履歴特性のパラメータスタディによる消費エネルギーの比較

73

6

まとめ
RPV ペデスタルの復元力特性について，SC 規程とその根拠となった既往研究に基づいて，

RPV ペデスタル固有の構造特性を反映したスケルトンカーブを設定し，実機を模擬した既往試験結果を用いてその妥当性を確認した。
また，履歴特性については，SC 規程に基づく履歴特性と既往試験の結果に近い履歴特性を用いたパラメータスタディを実施し，保守的な応答が得られると考えられる履歴減衰による消費エネルギーの小さい SC 規程に基づく最大点指向型を採用することとした。

7
(1)

参考文献
社団法人日本電気協会 原子力規格委員会：電気技術規程原子力編

鋼板コンクリート構造耐震設計技術規程 JEAC4618-2009(2) 東京電力株式会社，東北電力株式会社，中部電力株式会社，北陸電力株式会社，中国
電力株式会社，日本原子力発電株式会社，株式会社 東芝，株式会社 日立製作所：共同研究報告書「コンクリ－トＰＣＶの構造評価および基準確立のための実証試験」，
昭和６２年度上半期（最終報告書），昭和 62 年 9 月（3）松尾 他：鋼板コンクリート耐震壁に関する研究 その 3 せん断荷重-変形関係の解析

日本建築学会学術講演梗概集（1992 年）（4）菊地 他：原子炉本体基礎の弾塑性モデル化手法に関する研究 その１

復元力特性

評価法の妥当性検討 日本建築学会学術講演梗概集（2010 年）（5）肱岡 他：原子炉本体基礎の弾塑性モデル化手法に関する研究 その２

復元力特性

評価法の適用性検討 日本建築学会学術講演梗概集（2010 年）（6）吉崎 他：原子炉建屋の復元力特性試験（その６）スケール・イフェクト試験 日本
建築学会学術講演梗概集（昭和 61 年）（7）日本原子力技術協会 中越沖地震後の原子炉機器の健全性評価平成 20 年度中間報告，
JANTI-SANE-02，中越沖地震後の原子炉機器の健全性評価委員会，平成 21 年 4 月

74

添付資料-1：RPV ペデスタルの復元力特性に用いるコンクリート強度の取り扱い

１．コンクリート強度の取り扱い方針
今回工認における RPV ペデスタルの復元力特性の設定に用いるコンクリート強度は，原子炉建屋（以下，「R/B」という）等のような施工時の「91 日強度データ」がないこと及びプラント運転開始後にコア採取を実施していないことから，既工認と同様に設計基準強度を用いている。
しかしながら，RPV ペデスタルについても R/B 等と同様に，現実のコンクリート強度は
設計基準強度を上回ると考えられることから，コンクリート実強度を考慮した復元力特性を設定し影響評価を行う方針とする。

２．RPV ペデスタルで想定するコンクリート実強度
RPV ペデスタルは実測したコンクリート強度がないことから，R/B 等で実測値をもとに設定したコンクリート強度を参照し，実強度を想定する。
具体的には，R/B のコンクリート実強度（440kg/cm2）に，RPV ペデスタルの設計基準
強度（300kg/cm2）と R/B の設計基準強度（330kg/cm2）の比率を乗じることにより，影響評価に用いる RPV ペデスタルの設計基準強度を 400kg/cm2 と想定する。

RPV ペデスタルの設計基準強度
RPV ペデスタルの実強度 ＝ R/B の実強度 × ―――――――――――――――――――――
R/B の設計基準強度
300 (kg/cm2)＝ 440 (kg/cm2) × ――――――――――
330 (kg/cm2)＝ 400 (kg/cm2)

添付 1-1

添付資料-2：地震応答解析モデルにおける RPV ペデスタルの減衰定数(1) 地震応答解析における RPV ペデスタルの減衰定数
地震応答解析に用いる RPV ペデスタルの減衰定数は，既工認と同じく 5%を適用する。
RPV ペデスタルは，鋼板円筒殻の内部にコンクリートを充填した構造である。本構造の減衰定数は，原子力発電所耐震設計技術指針（JEAG4601-1987）に示される減衰定数のうち，鉄筋コンクリート構造物（以下，「RC 構造物」という）の減衰定数を準用し 5%を適用する。
これは，RPV ペデスタルの減衰が，材料の内部粘性減衰及び鋼板とコンクリート間の摩擦減衰等で生じ，これらは鉄筋コンクリートと同等であるとの工学的判断による。また，重大事故等時の減衰定数も，上記の考え方に従い，RC 構造物と同じ 5%を適用する。
上記の減衰定数は，以下の運動方程式の減衰マトリックス[c]の値として考慮する。

ここで[m]{ ̈ } + [c]{ ̇ } + [k]{ } = −[m]{ }∆ ̈[m]: 質量マトリックス[k]: 剛性マトリックス[c]: 減衰マトリックス{ }: 変位マトリックス{ }: 入力ベクトル∆ ̈ : 地震加速度

固有円振動数と固有モードは次式により求める。
[m]){∅ } = {0}([k] −

ここで: i 次の固有円振動数{∅ }: i 次振動モードの固有ベクトルこの時の減衰マトリックス[c]は次式により求められる。

ここで[c] = [m]{∅ } {∅ }=: i 次のモード換算質量ℎ : i 次のモード減衰定数2・ℎ ・= {∅ } [ ]{∅ }添付 2-1[ ]なお，モード減衰定数ℎ は各次モードにおける各部材のひずみエネルギーに比例するものとして，次式により求める。
ℎ =
=

∑

ℎ ・

1
∅
2

∑

∅

: i 次振動モードにおける j 部材のひずみエネルギーℎ : j 部材の減衰定数: j 部材の初期剛性マトリックス∅ : i 次振動モードにおける j 部材の材端変位ベクトル
上記で求まる減衰マトリックス[c]は，復元力特性上の線形領域（第１折点以下）及び第１折点を超えた弾塑性領域で同じ値として適用される。
(2) RPV ペデスタルの履歴特性による減衰効果
弾塑性解析では（1）で示す通り，減衰マトリックス[c]は，復元力特性上の線形領域（第１折点以下）および第１折点を超えた弾塑性領域でも同じ値を適用する。剛性マトリック
ス[k]は，第１折点を超えた弾塑性領域では履歴特性上の位置に応じて変化する。この変化により描かれる履歴ループでエネルギー消費が行われ，減衰効果となる。
M

M2

第１折点

M１

―φ2

―φ1

φ
φ1

―M１

―M2

図 最大点指向型の履歴特性の例（曲げモーメント）

添付 2-2

φ2

添付資料-3：RPV ペデスタルの SC 規程に基づくスケルトンカーブ導出過程

添付 3-1

目次
１．試験体の SC 規程に基づくスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・3
２．試験体の計算過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・5（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・5（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・11
３．実機 RPV ペデスタルの SC 規程に基づくスケルトンカーブ導出過程・・・・・・23
４．下部ペデスタルの計算過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・25（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・25（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・34
５．上部ペデスタルの計算過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・50（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・50（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・59

添付 3-2

１．試験体の SC 規程に基づくスケルトンカーブ導出過程
RPV ペデスタルの復元力特性を SC 規程に準じて設定する際に検討した追加検討事項の妥当性を確認するため，追加検討事項を反映した復元力特性の評価式を用いて作成した既往の試験体の荷重－変位特性と，試験で実測された試験体の荷重－変位特性の整合性を確認することにより，追加検討事項の妥当性を判断している。
ここでは，妥当性検証に用いた，SC 規程に基づく試験体の曲げ及びせん断のスケルトン
カーブの導出過程を説明する。
また，試験体の加力方向は１方向であるため，スケルトンカーブの設定は加力方向１方向
に対して行う。なお，試験体は各層共通してベント管を内蔵していることから，より複雑な構造である開口部を有する断面を具体的計算過程提示の代表として抽出した。
（図 1-1）

添付 3-3

代表断面

要素分割図

縦リブ

外筒鋼板

内筒鋼板

ベント管

図 1-1 スケルトンカーブ設定の具体的計算過程提示の代表断面

添付 3-4

２．試験体の計算過程（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程
a. 試験体の構造特性を踏まえた評価式（第１折点）
・ Ｍ１＝Ｚｅ・σv
・ φ１は初期剛性とＭ１の交点（φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ））
注）下部ペデスタルはコンクリート部がベースプレートにて完全に分断されておりコンクリート部の引張による抵抗が期待できないため ft=0 となる。
Ｚｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面係数(mm3) （＝Ｉｅ／（Ｄ／２））
Ｄ／２：中心から最外縁までの距離（Ｄは最外直径）σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面積））
Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)
Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)
Ｉｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメント(mm4)（各鋼板の断面二次モーメントの和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面二次モーメント）
第１折点は，ペデスタル円筒の曲げ引張側の死荷重による圧縮応力(σｖ)がゼロとなる時
点のＭ及びφを表している。

(第２折点)
・ Ｍ２＝Ｍｙ・

φ２は Ｍｙ 到達時のφｙ

添付 3-5b. 具体的計算過程（第１折点）
ベント管及びアクセストンネルを模擬した開口による断面欠損を考慮し算出する。（図2(1)-1）
コンクリート厚 163.6mm

加力方向の中立軸

ベント管(直径 120mm)
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 2.3mm)
外径 1400mm

外筒鋼板(板厚 3.2mm)
内筒鋼板(板厚 3.2mm)
図 2(1)-1 断面二次モーメント及び断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，試験体の規格値を用いる。また，各部材断面の断面二次モーメント及び断面積は，実機 RPV ペデスタルと同様に求める。
（表 2(1)-1，表2(1)-2）
コンクリートのヤング係数Ｅｃは，既工認と同様に鉄筋コンクリート構造計算規準，コンクリートの単位体積重量γ=2.3t/m3 を用いて求める。
1 .5

Ｅｃ＝ 2.1 10 5

2. 3

σB
200

＝2.6×105(kg/cm2)＝2.55×104(N/mm2)・・・・・（式 2 (1)-1）

表 2 (1)-1 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ229.4(N/mm )添付 3-6

設計基準強度表 2(1)-2 各部材断面の断面二次モーメント及び断面積
項目

値

コンクリート部の断面二次モーメントＩｃ

4

(mm )

図 2(1)-1 の水色部分

5.0359×109 (mm4)

図 2(1)-1 の赤線部分

9.91886×10

各鋼板の断面二次モーメントの和Ｉs

対象箇所
10

5

2

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ5.19×10 (mm )図 2(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ

2.85×104 (mm2)

図 2(1)-1 の赤線部分

各部材断面の断面二次モーメント（表 2(1)-2）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメントＩｅを求める。
Ｉｅ＝Ｉｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ｉｃ＝3.79174×1010＋9.91886×1010＝1.37106×1011 (mm4)・・・・・（式 2(1)-2）

中心から最外縁までの距離Ｄ／２＝700mm（Ｄは最外直径）を用いて，鋼板を考慮したコ
ンクリートの断面係数Ｚｅを求める。
Ｚｅ＝Ｉｅ／（Ｄ／２）＝1.95866×108(mm3)・・・・・（式 2(1)-3）

試験体に負荷される鉛直方向のプレストレス力によるペデスタル鉛直方向の軸力Ｎ（＝9.23×105 (N)）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖを求める。
σｖ＝Ｎ／（Ａｎ，ｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ａｎ，ｃ）＝1.26 (N/mm2)・・・・・（式 2(1)-4）

以上より，第１折点の曲げモーメント M1 及び曲率 φ1 を算出する。
Ｍ１＝Ｚｅ・σv＝2.47×102(kN・m)

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝7.06×10-5・・・・・（式 2(1)-5）(1/m)

添付 3-7・・・・・（式 2(1)-6）

（第２折点）RPV ペデスタルの断面をファイバーモデルとしてモデル化し，漸増させる荷重（モーメント）に対して収束計算により中立軸と曲率を求め，鋼板とコンクリートの応力度σとひずみεを導出する。
鋼板が降伏状態に至る際のモーメント及び曲率が，それぞれ第２折点のモーメント M2 及び曲率φ2 となる。
●モデル化方法
RPV ペデスタルの断面をファイバーモデルとしてモデル化する際は，ベント管及びアクセ
ストンネルを模擬した開口によるコンクリート及び鋼板の断面欠損を考慮した等価板厚を用いる。（図 2(1)-2,3 参照）
本計算に用いるコンクリートの応力度σとひずみ ε の関係は，パラボラ型の応力ひずみ曲線を採用し，CEB-FIP(1)モデルに基づき設定し，圧縮強度到達以降はフラットとする。なお，引張側の強度は無視する。
また，鋼板の応力ひずみ関係は，完全弾塑性（バイリニア）を採用する。
●第２折点のモーメント M2 及び曲率φ2 の算出方法
荷重（モーメント）を漸増させていき，鋼板の応力度が降伏状態に至る際のモーメント及び曲率を算出する。

ベント管(直径 120mm)
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 2.3mm)

加力方向コンクリート厚 163.6mm

外径 1400mm

外筒鋼板(板厚 3.2mm)
内筒鋼板(板厚 3.2mm)

図 2(1)-2 ファイバーモデルに考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）

添付 3-8A

図 2(1)-3 ファイバーモデル構造図(黒線の間がコンクリート，青線が鋼板)

添付 3-9

N：軸力
M：モーメント
xn：中立軸の位置（モデル左端からの距離）

φ：曲率
εc：コンクリートの圧縮ひずみ
εs：鋼板の圧縮ひずみ

コンクリート部の圧縮応力

図 2(1)-4 ファイバーモデルによる解析結果

σ(MPa)

σ(MPa)

Fc29.4MPa30

F=245MPa

400

0.85Fc=24.99MPa

25

300

20
15

200

10
100

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

5
0
0

0.001

0.002

0.003

ε

0.004

0.005

0.006

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ00(a) コンクリート

0.002

0.004

ε

0.006

(b) 鋼板図 2(1)-5 コンクリート及び鋼板の応力ひずみ関係
・第２折点の曲げモーメントＭ２＝2.27×103(kN・m)
・第２折点の曲率φ２＝1.47×10-3(1/m)

添付 3-10

0.008

0.01

（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程
a. 評価式（第１折点)
・ Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳ）
・τcr
・ γ１＝τcr/ＧＣ
ただし， cr

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

注）*1：せん断ひび割れ強度については，ペデスタルの二重円筒，たてリブ及びベント管を埋め込んだ複雑な構造であることからベント管周りのコンクリート部も実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，ベント管開口部を考慮して，せん断ひび割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。
Ａｃ：コンクリートのせん断断面積(mm2)Ａｓ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)

Ｇｃ：コンクリートのせん断弾性係数(N/mm2)

Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)

Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)

τｃｒ ：コンクリートのせん断ひび割れ強度(N/mm2)
σＢ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)
ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（コンクリート部の断面積））

第１折点は，ペデスタルのコンクリートと鋼板を考慮したせん断断面積（コンクリートのせん断断面積Ａｃ及びそれと等価なペデスタル鋼板のせん断断面積（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳの和）にコンクリートのせん断ひび割れ強度τｃｒを乗じた値，すなわちペデスタルコンクリート
部にせん断ひび割れが発生する点のＱ，γを表している。

添付 3-11

(第２折点)Ａｓ ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)
Ｋα：鋼板のせん断剛性
Ｋβ：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性
σy：鋼板の降伏点強度(N/mm2)
第１折点でコンクリートにひび割れが発生した後もコンクリートは圧縮方向（ひび割れ
角度θの方向）にのみ抵抗する弾性体（異方性弾性体）として挙動し，鋼板と一体となってせん断力に抵抗することから，コンクリートと鋼板の内力のつり合いを考慮したせん断剛性Ｋβを算出する。
第２折点の算出は，SC 規程の評価式における，コンクリートの圧縮ストラット角度θにRPV ペデスタルの構造に合せた角度を入力することで行う。
具体的には SC 規程の附属書 2.1 解説及び以下に示す参考文献(2)における算出式を用いて，ｃＱ＝Ｋβ・γ，δ＝Ｈ・γの関係よりＫβを算出する。

cQ =

1−
・ ・

2

C1 = L・cosθ

C2 = H・sinθ

(

)

1
+
2
2・

・
( 1 + 2)

−

−

ここで，
cQ

：コンクリートの受け持つせん断力(N)δ：水平変位(mm)γ：せん断ひずみ度

cE：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数で，コンクリートのヤング係数に0.7 を乗じた値を用いる。(N/mm2)sE：鋼材のヤング係数(N/mm2)

ct:コンクリート板厚(mm)添付 3-12cν ：コンクリートのポアソン比sν ：鋼材のポアソン比
L：隔壁の間隔(mm)H：隔壁の高さ(mm)sAy ：鋼材の水平断面の断面積(mm2)sAx ：鋼材の鉛直断面の断面積(mm2)
θ：圧縮ストラット角度（θ = tan）（θ=45°とした場合の評価式が SC 規程に例示されている。）

添付 3-13

b. 具体的計算過程（第１折点）
ベント管及び開口による断面欠損を考慮し算出する。（図 2(2)-1）
コンクリート厚 163.6mm
ベント管(直径 120mm)
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 2.3mm)

外径 1400mm

外筒鋼板(板厚 3.2mm)
内筒鋼板(板厚 3.2mm)
図 2(2)-1 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，試験体の規格値を用いる。また，各部材のせん
断断面積は，実機 RPV ペデスタルと同様に求める。
（表 2(2)-1，表 2(2)-2）
コンクリート及び鋼板のせん断弾性係数Ｇｃ，Ｇs は，以下に示す式により，それぞれのヤング係数，ポアソン比νｃ=0.167，νｓ=0.3 を用いて求める。

Ｇ ｃ＝

Ec ＝10900(N/mm2)2(1 ν)

・・・・・（式 2(2)-1）

Ｇ ｓ＝

Es ＝73900(N/mm2)2(1 ν)

・・・・・（式 2(2)-2）

添付 3-14表 2(2)-1 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのせん断弾性係数Ｇｃ10,900(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(2)-1）

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm2)式 4(2)-2

2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 4(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ

29.4(N/mm2)

設計基準強度

表 2(2)-2 各部材断面のせん断断面積
項目

値

対象箇所

コンクリートのせん断断面積Ａｃ

2.595×105(mm2)

図 2(2)-1 の水色部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ

1.425×104(mm2)

図 2(2)-1 の赤線部分鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖは，曲げのスケルトンカーブ算出に用いた値と同一であり，σｖ＝1.26 (N/mm2)となる。
コンクリートの圧縮強度σB（表 2(2)-1）とσｖを用いて，コンクリートのせん断ひび割
れ強度τcr を求める。

cr

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

＝1.11 (N/mm2)・・・・・（式 2(2)-3）注）*1：せん断ひび割れ強度については，ペデスタルの二重円筒，たてリブ及びベント管を埋め込んだ複雑な構造であることからベント管周りのコンクリート部も実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，ベント管開口部を考慮して，せん断ひび割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。

以上より，第１折点のせん断力 Q1 及びせん断変形角 γ1 を算出する。

Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）・ＡＳ）
・τcr＝3.95×102 (kN)
γ１＝τcr/ＧＣ＝1.02×10-4 (rad)・・・・・（式 2(2)-4）

・・・・・（式 2(2)-5）

添付 3-15

（第２折点）
コンクリートひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを算出する際は，断面全体のうち半分がせん断力に対して有効な領域とし，SC 構造
体ユニット①，②それぞれについて，全１０箇所中５箇所が有効と考える。
具体的には，次に示す手順で層全体のＫβを求める。
・SC 構造体ユニット①と SC 構造体ユニット②それぞれのＫβを求める。
・層全体のＫβを求める。
（層全体のＫβ＝SC 構造体ユニット①のＫβ×5＋SC 構造体ユニット②のＫβ×5）

SC 構造体ユニット①
SC 構造体ユニット②

ベント管(直径 120mm)
外筒鋼板(板厚 3.2mm)

外径 1400mm

コンクリート厚 163.6mm
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 2.3mm)

内筒鋼板(板厚 3.2mm)

図 2(2)-2 SC 構造体ユニット（赤が鋼板，青がコンクリート）

鋼板のせん断剛性Ｋαは，第１折点と同様に方向に応じた部材断面を考慮し求める。

添付 3-16

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット①）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，試験体の規格値を用いる。Ｋβの算出は，実機試験体の構造（寸法）に応じた値を用いて行う。
（図 2(2)-3，表 2(2)-3，表 2(2)-4）

コンクリート
せん断力
鋼板
高さ H
θ
長さ L
図 2(2)-3 SC 構造体ユニット①（赤が鋼板，水色がコンクリート）

表 2(2)-3 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000(N/mm2)

告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 2(2)-4 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

1,630(mm)

図 2(2)-3 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

193.2(mm)

図 2(2)-3 の長さ L

コンクリート板厚 ct

163.6(mm)

図 2(2)-3 の ct

鋼材の水平断面の断面積 sAy

1,236(mm2)-

鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

10,432(mm2)-添付 3-17

圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット①の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝83.2(°)

・・・・・（式 2(2)-6）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，コンクリートのヤング係数Ｅｃに0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅｃ＝17,850(N/mm2)・・・・・（式 2(2)-7）以上より，SC 構造体ユニット①ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ=−sν ＝ − 0.00525

・・・・・（式 2(2)-8）−sν ＝1.29477

・・・・・（式 2(2)-9）θθ(cosθ)

・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct・sin2θ 2・sE

＝2.39×106(N)・・・・・（式 2(2)-10）

添付 3-18

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット②）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，試験体の規格値を用いる。Ｋβの算出は，実機試験体の構造（寸法）に応じた値を用いて行う。
（図 2(2)-4，表 2(2)-5，表 2(2)-6）

ベント管

ct’＝Ac/2/L
として有効厚さを計算

コンクリート
せん断力
鋼板

高さ H
θ
長さ L

図 2(2)-4 SC 構造体ユニット②（赤が鋼板，水色がコンクリート）

表 2(2)-5 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000(N/mm2)

告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 2(2)-6 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

1,630(mm)

図 2(2)-4 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

96.6(mm)

図 2(2)-4 の長さ L

コンクリート板厚 ct

163.6(mm)

図 2(2)-4 の ct

鋼材の水平断面の断面積 sAy

618(mm2)-

鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

10,432(mm2)-添付 3-19

圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット②の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝86.6(°)

・・・・・（式 2(2)-11）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，コンクリートのヤング係数Ｅｃに0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅｃ＝17,850 (N/mm2)・・・・・（式 2(2)-12）SC 構造体ユニット②では，コンクリート部にベント管が内蔵されていることから，Ｋβの算出に用いるコンクリート厚さは，ベント管を除くコンクリート部の断面積 Ac のうち，半分が有効とし，SC 構造体ユニットの長さ L で除することにより求まる有効板厚 ct’を用いる。
ct’＝Ac/2/L＝105.1(mm)・・・・・（式 2(2)-13）以上より，SC 構造体ユニット②ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ=−sν ＝ − 0.00274

・・・・・（式 2(2)-14）−sν ＝2.62549

・・・・・（式 2(2)-15）θθ(cosθ)

・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct・sin2θ 2・sE

＝2.56×105 (N)・・・・・（式 2(2)-16）●層全体のＫβ層全体のＫβは，＝SC 構造体ユニット①のＫβ×5＋SC 構造体ユニット②のＫβ×5＝1.32××107 (N)・・・・・（式 2(2)-17）

添付 3-20

●Ｋαの算出方法
ベント管による断面欠損を考慮し算出する。
（図 2(2)-5）
コンクリート厚 163.6mm
ベント管(直径 120mm)
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 2.3mm)

外径 1400mm

外筒鋼板(板厚 3.2mm)
内筒鋼板(板厚 3.2mm)
図 2(2)-5 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，試験体の規格値を用いる。Ｋβの算出は，実機試
験体の構造（寸法）に応じた値を用いて行う。（表 2(2)-6，表 2(2)-7）

表 2(2)-7 鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ273,900(N/mm )式 2(2)-2

鋼板の降伏点強度σｙ245(N/mm2)

JIS G 3101

表 2(2)-7 各部材の主要寸法
項目
鋼板のせん断断面積Ａｓ

値

対象箇所
4

2

1.425×10 (mm )添付 3-21

図 2(2)-5 の赤線部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ及びせん断弾性係数Ｇｓを用いて鋼板のせん断剛性Ｋαを求める。
K =・G ＝1.05×109 (N)・・・・・（式 2(2)-18）以上より，式 2(2)-17 で求めた，ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを用いて，第２折点のせん断力 Q2 及びせん断変形角 γ2 を算出する。
K ＝1.05×109 (N)K β ＝1.32×107 (N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

・σ

+

＝2.04×103 (kN)・・・・・
（式 2(2)-19）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝1.92×10-3( (rad)・・・・・（式 2(2)-20）

添付 3-22

３．実機 RPV ペデスタルの SC 規程に基づくスケルトンカーブ導出過程
RPV ペデスタルは各断面で中間鋼板の有無やベント管による開口の有無といった構造の差異があるが，既工認では構造の差異について各要素で個別に考慮し剛性を算定している。
今回の弾塑性特性を考慮したスケルトンカーブの設定においても既工認同様に各断面の構造の差異を考慮し，複雑な断面形状を有する実機 RPV ペデスタルに対して，構造に応じた検討を行った上で SC 規程を準用しスケルトンカーブを求める。
本項では，曲げ及びせん断のスケルトンカーブの具体的導出過程を示す。
上部ペデスタルは，各層で連通孔の有無，ベント取入孔の有無及び中間鋼板の個数という点で構造上の特徴が異なる。（表 3-1）
スケルトンカーブの設定においては，いずれの層においても，中間鋼板を断面積等の算定に含め，連通孔及びベント取入孔による開口分の断面欠損を考慮するという点は共通で，計算過程も同一であることから，ここでは一例として RPV 支持点上部の計算過程を示す。
表 3-1 上部ペデスタルの構造上の特徴
連通孔

ベント取入孔中間鋼板の個数RPV 支持点上部

あり

無し

２

RPV 支持点下部

あり

無し

１

ベント取入孔部無し

あり

１

下部ペデスタルは，各層共通してベント管を内蔵していることから，ベント管以外の構造物を含む下部ドライウェルアクセストンネルを有する断面を代表として計算過程を示す。
代表として計算過程を示す断面を図 3-1 に示す。

添付 3-23

Ｗ
Ｓ

Ｎ
Ｅ

9440
原子炉圧力容器
基礎ボルト

14000
中間鋼板
（t=30）

代表断面

連通孔

外筒鋼板
（t=30）
内筒鋼板（t=30）たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

11

上部ペデスタル

10600
14000
中間鋼板
（t=30）連通孔 Ｃ
たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

10600

10
9

RPV 支持点下部

8
ベント取入孔部
7

Ｃ

6

下部ペデスタル外筒鋼板（t=30） 内筒鋼板
（t=30）

RPV 支持点上部

Ｄ

T.M.S.L-8200

5

Ｄ

4
3
2
1

14000
中間鋼板
（t=30）

ベント取入孔部

外筒鋼板
内筒鋼板 Ｃ－Ｃ断面(ｔ＝30)（t=30）たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

10600
代表断面

14000
ベント管

外筒鋼板
(ｔ＝30)
内筒鋼板（t=30）

Ｄ－Ｄ断面

たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

図 3-1 スケルトンカーブ設定の具体的計算過程提示の代表断面
添付 3-24

４．下部ペデスタルの計算過程（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程
a. RPV ペデスタルの構造特性を踏まえた評価式（第１折点）
・ Ｍ１＝Ｚｅ・σv
・ φ１は初期剛性とＭ１の交点（φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ））
注）下部ペデスタルはコンクリート部がベースプレートにて完全に分断されておりコンクリート部の引張による抵抗が期待できないため ft=0 となる。
Ｚｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面係数(mm3) （＝Ｉｅ／（Ｄ／２））
Ｄ／２：中心から最外縁までの距離（Ｄは最外直径）σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面積））
Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)
Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)
Ｉｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメント(mm4)（各鋼板の断面二次モーメントの和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面二次モーメント）
第１折点は，ペデスタル円筒の曲げ引張側の死荷重による圧縮応力(σｖ)がゼロとなる時
点のＭ及びφを表している。

(第２折点)
・ Ｍ２＝Ｍｙ・ φ2 はＭｙ 到達時のφｙ

添付 3-25

b. 具体的計算過程（第１折点）●NS 方向
ベント管及び下部ドライウェルアクセストンネル（以下「アクセストンネル」という）による断面欠損を考慮し算出する。（図 4(1)-1）
コンクリート厚 1640mm

NS 方向の中立軸

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
アクセス

ベント管
(直径 1200mm)

外径 14000mm

トンネル（2 ヶ所）

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)
図 4(1)-1 断面二次モーメント及び断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面の断面二次モーメント及び断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表 4(1)-1，表 4(1)-2）
表 4(1)-1 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm2)

鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

2

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm )告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ

29.4(N/mm2)

設計基準強度

表 4(1)-2 各部材断面の断面二次モーメント及び断面積
項目

値

対象箇所
14

コンクリート部の断面二次モーメントＩｃ

4

9.93430×10 (mm )図 4(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面二次モーメントの和Ｉs

5.3917×1013(mm4)

図 4(1)-1 の赤線部分

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ4.4807×107(mm2)

図 4(1)-1 の水色部分

6

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ2

2.463×10 (mm )添付 3-26

図 4(1)-1 の赤線部分

各部材断面の断面二次モーメント（表 4(1)-2）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメントＩｅを求める。
Ｉｅ＝Ｉｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ｉｃ＝4.05963×1014＋9.93430×1014＝1.39939×1015(mm4) ・・・・・（式 4(1)-1）
中心から最外縁までの距離Ｄ／２＝7,000mm（Ｄは最外直径）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面係数Ｚｅを求める。
Ｚｅ＝Ｉｅ／（Ｄ／２）＝1.99913×1011(mm3)・・・・・（式 4(1)-2）

ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力Ｎ（＝7.50×107(N)）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖを求める。
σｖ＝Ｎ／（Ａｎ，ｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ａｎ，ｃ）＝1.18(N/mm2)・・・・・（式 4(1)-3）

以上より，第１折点の曲げモーメント M1 及び曲率 φ1 を算出する。
Ｍ１＝Ｚｅ・σv＝2.36×105(kN・m)

・・・・・（式 4(1)-4）-6

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝6.61×10 (1/m)

添付 3-27・・・・・（式 4(1)-5）

●EW 方向
ベント管及びアクセストンネルによる断面欠損を考慮し算出する。（図 4(1)-2）
コンクリート厚 1640mm

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
アクセス

ベント管
(直径 1200mm)

EW 方向の中立軸トンネル（2 ヶ所）

外径 14000mm

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)

図 4(1)-2 断面二次モーメント及び断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面の断面二次モーメント及び断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表 4(1)-3，表 4(1)-4）
表 4(1)-3 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

表 4(1)-4 各部材断面の断面二次モーメント及び断面積
項目

値

対象箇所
14

コンクリート部の断面二次モーメントＩｃ

4

7.24900×10 (mm )図 4(1)-2 の水色部分

各鋼板の断面二次モーメントの和Ｉs

4.3908×1013(mm4)

図 4(1)-2 の赤線部分

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ24.4807×10 (mm )図 4(1)-2 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ2.463×106(mm2)

図 4(1)-2 の赤線部分

添付 3-287

各部材断面の断面二次モーメント（表 4(1)-4）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメントＩｅを求める。
Ｉｅ＝Ｉｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ｉｃ＝3.30601×1014＋7.24900×1014＝1.05550×1015(mm4)・・・・・（式 4(1)-6）

中心から最外縁までの距離Ｄ／２＝7,000mm（Ｄは最外直径）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面係数Ｚｅを求める。
Ｚｅ＝Ｉｅ／（Ｄ／２）＝1.50786×1011(mm3)・・・・・（式 4(1)-7）

ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力Ｎ（＝7.50×107(N)）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖを求める。
σｖ＝Ｎ／（Ａｎ，ｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ａｎ，ｃ）＝1.18(N/mm2)・・・・・（式 4(1)-8）以上より，第１折点の曲げモーメント M1 及び曲率 φ1 を算出する。
Ｍ１＝Ｚｅ・σv＝1.78×105 (kN・m)

・・・・・（式 4(1)-9）-6

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝6.61×10 (1/m)

添付 3-29・・・・・（式 4(1)-10）

（第２折点）RPV ペデスタルの断面をファイバーモデルとしてモデル化し，漸増させる荷重（モーメント）に対して収束計算により中立軸と曲率を求め，鋼板とコンクリートの応力度σとひずみεを導出する。
鋼板が降伏状態に至る際のモーメント及び曲率が，それぞれ第２折点のモーメント M2 及び曲率φ2 となる。
●モデル化方法
RPV ペデスタルの断面をファイバーモデルとしてモデル化する際は，ベント管及びアクセ
ストンネルによるコンクリート及び鋼板の断面欠損を考慮した等価板厚を用いる。（図4(1)-3～5 参照）
本計算に用いるコンクリートの応力度σとひずみ ε の関係は，パラボラ型の応力ひずみ曲線を採用し，CEB-FIP(1)モデルに基づき設定し，圧縮強度到達以降はフラットとする。なお，引張側の強度は無視する。
また，鋼板の応力ひずみ関係は，完全弾塑性（バイリニア）を採用する。
●第２折点のモーメント M2 及び曲率φ2 の算出方法
荷重（モーメント）を漸増させていき，鋼板の応力度が降伏状態に至る際のモーメント及び曲率を算出する。

コンクリート厚 1640mm

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)

ベント管(直径 1200mm)

アクセス
トンネル（2 ヶ所）

外筒鋼板(板厚 30mm)

外径 14000m

内筒鋼板(板厚 30mm)
図 4(1)-3 ファイバーモデルに考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）

添付 3-30

●NS 方向A

図 4(1)-4 ファイバーモデル構造図(黒線の間がコンクリート，青線が鋼板)【NS 方向】●EW 方向図 4(1)-5 ファイバーモデル構造図(黒線の間がコンクリート，青線が鋼板) 【EW 方向】

添付 3-31

N：軸力
M：モーメント
xn：中立軸の位置（モデル左端からの距離）●NS 方向

φ：曲率
εc：コンクリートの圧縮ひずみ
εs：鋼板の圧縮ひずみ

コンクリート部の圧縮応力

図 2(1)-6 ファイバーモデル解析結果

図 4(1)-6 ファイバーモデルによる解析結果 【NS 方向】

σ(MPa

σ(MPa)

Fc29.4MPa30

SPV490 F=426MPa

500

0.85Fc=24.99MPa

25

400

20

300

15
200

10

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

5
0
0

0.001

0.002

0.003

ε

0.004

0.005

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

100

0.006

0
0

0.002

0.004

(a) コンクリート

ε

0.006

0.008

(b) 鋼板図 4(1)-7 コンクリート及び鋼板の応力ひずみ関係
・第２折点の曲げモーメントＭ２＝3.70×106(kN・m)
・第２折点の曲率φ２＝2.50×10-4(1/m)

添付 3-32【NS 方向】

0.01

N：軸力
M：モーメント
xn：中立軸の位置（モデル左端からの距離）●EW 方向

φ：曲率
εc：コンクリートの圧縮ひずみ
εs：鋼板の圧縮ひずみ

コンクリート部の圧縮応力

図 2(1)-6 ファイバーモデル解析結果

図 4(1)-8 ファイバーモデルによる解析結果 【EW 方向】

σ(MPa

σ(MPa)

Fc29.4MPa30

SPV490 F=426MPa

500

0.85Fc=24.99MPa

25

400

20

300

15
200

10

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

5
0
0

0.001

0.002

0.003

ε

0.004

0.005

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

100

0.006

0
0

(a) コンクリート

0.002

0.004

ε

0.006

0.008

(b) 鋼板図 4(1)-9 コンクリート及び鋼板の応力ひずみ関係 【EW 方向】
・第２折点の曲げモーメントＭ２＝2.93×106(kN・m)
・第２折点の曲率φ２＝2.56×10-4(1/m)

添付 3-33

0.01

（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程
a. 評価式（第１折点)
・ Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳ）
・τcr
・ γ１＝τcr/ＧＣ
ただし， cr

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

注）*1：せん断ひび割れ強度については，ペデスタルの二重円筒，たてリブ及びベント管を埋め込んだ複雑な構造であることからベント管周りのコンクリート部も実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，ベント管開口部を考慮して，せん断ひび割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。
Ａｃ：コンクリートのせん断断面積(mm2)Ａｓ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)

Ｇｃ：コンクリートのせん断弾性係数(N/mm2)

Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)

Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)

τｃｒ ：コンクリートのせん断ひび割れ強度(N/mm2)
σＢ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)
ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（コンクリート部の断面積））

第１折点は，ペデスタルのコンクリートと鋼板を考慮したせん断断面積（コンクリートのせん断断面積Ａｃ及びそれと等価なペデスタル鋼板のせん断断面積（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳの和）にコンクリートのせん断ひび割れ強度τｃｒを乗じた値，すなわちペデスタルコンクリート
部にせん断ひび割れが発生する点のＱ，γを表している。

添付 3-34

(第２折点)Ａｓ ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)
Ｋα：鋼板のせん断剛性
Ｋβ：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性
σy：鋼板の降伏点強度(N/mm2)
第１折点でコンクリートにひび割れが発生した後もコンクリートは圧縮方向（ひび割れ
角度θの方向）にのみ抵抗する弾性体（異方性弾性体）として挙動し，鋼板と一体となってせん断力に抵抗することから，コンクリートと鋼板の内力のつり合いを考慮したせん断剛性Ｋβを算出する。
第２折点の算出は，SC 規程の評価式における，コンクリートの圧縮ストラット角度θにRPV ペデスタルの構造に合せた角度を入力することで行う。
具体的には SC 規程の附属書 2.1 解説及び以下に示す参考文献(2)における算出式を用いて，ｃＱ＝Ｋβ・γ，δ＝Ｈ・γの関係よりＫβを算出する。

cQ =

1−
・ ・

2

C1 = L・cosθ

C2 = H・sinθ

(

)

1
+
2
2・

・
( 1 + 2)

−

−

ここで，
cQ

：コンクリートの受け持つせん断力(N)δ：水平変位(mm)γ：せん断ひずみ度

cE：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数で，コンクリートのヤング係数に0.7 を乗じた値を用いる。(N/mm2)sE：鋼材のヤング係数(N/mm2)

ct:コンクリート板厚(mm)添付 3-35cν ：コンクリートのポアソン比sν ：鋼材のポアソン比
L：隔壁の間隔(mm)H：隔壁の高さ(mm)sAy ：鋼材の水平断面の断面積(mm2)sAx ：鋼材の鉛直断面の断面積(mm2)
θ：圧縮ストラット角度（θ = tan）（θ=45°とした場合の評価式が SC 規程に例示されている。）

添付 3-36

b. 具体的計算過程（第１折点）●NS 方向
ベント管及びアクセストンネルによる断面欠損を考慮し算出する。（図 4(2)-1）
ベント管(直径 1200mm)

コンクリート厚 1640mm

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
外径 14000mm

内筒鋼板(板厚 30mm)

外筒鋼板(板厚 30mm)

図 4(2)-1 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。
（表 4(2)-1，表 4(2)-2）

添付 3-37

表 4(2)-1 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのせん断弾性係数Ｇｃ10,900(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(2)-1）

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm2)式 2(2)-2

2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 4(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ

29.4(N/mm2)

設計基準強度

表 4(2)-2 各部材断面のせん断断面積
項目

値

対象箇所

コンクリートのせん断断面積Ａｃ

1.8776×107(mm2)

図 4(2)-1 の水色部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ

1.099×106(mm2)

図 4(2)-1 の赤線部分鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖは，曲げのスケルトンカーブ算出に用いた値と同一であり，σｖ＝1.18(N/mm2)となる。
コンクリートの圧縮強度σB（表 4(2)-1）とσｖを用いて，コンクリートのせん断ひび割
れ強度τcr を求める。

cr

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

＝1.10(N/mm2)・・・・・（式 4(2)-1）注）*1：せん断ひび割れ強度については，ペデスタルの二重円筒，たてリブ及びベント管を埋め込んだ複雑な構造であることからベント管周りのコンクリート部も実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，ベント管開口部を考慮して，せん断ひび割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。

以上より，第１折点のせん断力 Q1 及びせん断変形角 γ1 を算出する。
Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）・ＡＳ）
・τcr＝2.88×104(kN)-4

γ１＝τcr/ＧＣ＝1.01×10 (rad)・・・・・（式 4(2)-2）

・・・・・（式 4(2)-3）

添付 3-38

●EW 方向
ベント管による断面欠損を考慮し算出する。
（図 4(2)-2）
コンクリート厚 1640mm

ベント管(直径 1200mm)

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
外径 14000mm

内筒鋼板(板厚 30mm)
外筒鋼板(板厚 30mm)
図 4(2)-2 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。
（表 4(2)-3，表 4(2)-4）
表 4(2)-3 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのせん断弾性係数Ｇｃ10,900(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(2)-1）

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm2)式 4(2)-2

2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ

29.4(N/mm2)

設計基準強度

添付 3-39

表 4(2)-4 各部材断面のせん断断面積
項目

値

対象箇所

コンクリートのせん断断面積Ａｃ

2.6031×107(mm2)6鋼板のせん断断面積Ａｓ

図 4(2)-2 の水色部分

2

1.364×10 (mm )図 4(2)-2 の赤線部分鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖは，曲げのスケルトンカーブ算出に用いた値と同一であり，σｖ＝1.18(N/mm2)となる。
コンクリートの圧縮強度σB（表 4(2)-3）とσｖを用いて，コンクリートのせん断ひび割
れ強度τcr を求める。

cr

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

＝1.10(N/mm2)・・・・・（式 4(2)-4）注）*1：せん断ひび割れ強度については，ペデスタルの二重円筒，たてリブ及びベント管を埋め込んだ複雑な構造であることからベント管周りのコンクリート部も実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，ベント管開口部を考慮して，せん断ひび割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。

以上より，第１折点のせん断力 Q1 及びせん断変形角 γ1 を算出する。

Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）・ＡＳ）
・τcr＝3.88×104(kN)
γ１＝τcr/ＧＣ＝1.01×10-4(rad)・・・・・（式 4(2)-5）

・・・・・（式 4(2)-6）

添付 3-40

（第２折点）下部ペデスタルは，各層を通じて概ね均一な断面であることから，コンクリートひび割
れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを算出する際は，平均的な断面として基部の断面を用いる。また，断面全体のうち半分がせん断力に対して有効な領域とし，SC 構造体ユニット①，②それぞれについて，全１０箇所中５箇所が有効と考える。
この場合，NS 及び EW の各方向に対する平均的なせん断剛性が得られることから，ＫβはNS 及び EW 方向について共通の値を用いる。
具体的には，次に示す手順で層全体のＫβを求める。
・SC 構造体ユニット①と SC 構造体ユニット②それぞれのＫβを求める。
・層全体のＫβを求める。
（層全体のＫβ＝SC 構造体ユニット①のＫβ×5＋SC 構造体ユニット②のＫβ×5）
ベント管(直径 1200mm)

SC 構造体ユニット①
SC 構造体ユニット②

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)

外径 14000m
コンクリート厚1640mm

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)

図 4(2)-3 SC 構造体ユニット（赤が鋼板，青がコンクリート）

鋼板のせん断剛性Ｋαは，第１折点と同様に方向に応じた部材断面を考慮し求める。

添付 3-41

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット①）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，既工認と同様の値を用い，Ｋβの算出は，実機
RPV ペデスタルの構造（寸法）に応じた値を用いて行う。（図 4(2)-4，表 4(2)-5，表
4(2)-6）

コンクリート
せん断力
鋼板
高さ H
θ
長さ L
図 4(2)-4 SC 構造体ユニット①（赤が鋼板，水色がコンクリート）

表 4(2)-5 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm2)

鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

2

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000(N/mm )告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 4(2)-6 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

11,700(mm)

図 4(2)-4 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

1,932(mm)

図 4(2)-4 の長さ L

コンクリート板厚 ct

1,640(mm)

図 4(2)-4 の ct

2

鋼材の水平断面の断面積 sAy

115,920(mm )-鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

702,000 (mm2)-添付 3-42圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット①の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝80.6(°)

・・・・・（式 4(2)-7）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，コンクリートのヤング係数Ｅｃに0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅｃ＝17,850(N/mm2)・・・・・（式 4(2)-8）以上より，SC 構造体ユニット①ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ=−sν ＝ − 0.00073 ・・・・・（式 4(2)-9）−sν ＝0.09743 ・・・・・（式 4(2)-10）θθ(cosθ)

・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct・sin2θ 2・sE

＝4.40×108(N)・・・・・（式 4(2)-11）

添付 3-43

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット②）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，既工認と同様の値を用い，Ｋβの算出は，実機
RPV ペデスタルの構造（寸法）に応じた値を用いて行う。（図 4(2)-5，表 4(2)-7，表
4(2)-8）ct’＝Ac/2/L
として有効厚さを計算

ベント管

コンクリート
せん断力
鋼板

高さ H
θ
長さ L

図 4(2)-5 SC 構造体ユニット②（赤が鋼板，水色がコンクリート）
表 4(2)-7 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000(N/mm2)

告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 4(2)-8 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

11,700(mm)

図 4(2)-5 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L966(mm)

図 4(2)-5 の長さ L

コンクリート板厚 ct

1,640(mm)

図 4(2)-5 の ct

鋼材の水平断面の断面積 sAy

57,960(mm2)-

鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

2-702,000(mm )添付 3-44

圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット②の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝85.3(°)

・・・・・（式 4(2)-12）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，コンクリートのヤング係数Ｅｃに0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅｃ＝17,850 (N/mm2)・・・・・（式 4(2)-13）SC 構造体ユニット②では，コンクリート部にベント管が内蔵されていることから，Ｋβの算出に用いるコンクリート厚さは，ベント管を除くコンクリート部の断面積 Ac のうち，半分が有効とし，SC 構造体ユニットの長さ L で除することにより求まる有効板厚 ct’を用いる。
ct’＝Ac/2/L＝1,055(mm)・・・・・（式 4(2)-14）以上より，SC 構造体ユニット②ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ=−sν ＝ − 0.00040 ・・・・・（式 4(2)-15）−sν ＝0.20009 ・・・・・（式 4(2)-16）θθ(cosθ)

・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct′・sin2θ 2・sE

＝4.70×107(N)・・・・・（式 4(2)-17）●層全体のＫβ層全体のＫβは，＝SC 構造体ユニット①のＫβ×5＋SC 構造体ユニット②のＫβ×5＝2.44×109(N)・・・・・（式 4(2)-18）

添付 3-45

●Ｋαの算出方法●NS 方向
ベント管及びアクセストンネルによる断面欠損を考慮し算出する。（図 4(2)-6）ベント管(直径 1200mm)

コンクリート厚 1640mm

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
外径 14000mm

外筒鋼板(板厚 30mm)

内筒鋼板(板厚 30mm)

図 4(2)-6 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
鋼板の材料物性値及び各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表4(2)-9，表 4(2)-10）
表 4(2)-9 鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

2

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm )式 2(2)-2

鋼板の降伏点強度σｙ426(N/mm2)

JIS G 3115

表 4(2)-10 鋼板のせん断断面積
項目
鋼板のせん断断面積Ａｓ

値

対象箇所
6

2

1.099×10 (mm )添付 3-46

図 4(2)-6 の赤線部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ及びせん断弾性係数Ｇｓを用いて鋼板のせん断剛性Ｋαを求める。
K =・G ＝8.12×1010(N)・・・・・（式 4(2)-19）

以上より，式 4(2)-18 で求めた，ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを用いて，第２折点のせん断力 Q2 及びせん断変形角 γ2 を算出する。
K ＝8.12×1010(N)K β ＝2.44×109 (N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

+

＝2.78×105(kN)

・σ

・・・・・
（式 4(2)-20）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝3.32×10-3(rad)・・・・・（式 4(2)-21）

添付 3-47

●EW 方向
ベント管による断面欠損を考慮し算出する。
（図 4(2)-7）
コンクリート厚 1640mm

ベント管(直径 1200mm)
外径 14000mm
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)

外筒鋼板(板厚 30mm)

図 4(2)-7 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
鋼板の材料物性値及び各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表4(2)-11，表 4(2)-12）
表 4(2)-11 鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

2

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm )式 2(2)-2

鋼板の降伏点強度σｙ426(N/mm2)

JIS G 3115

表 4(2)-12 鋼板のせん断断面積
項目
鋼板のせん断断面積Ａｓ

値

対象箇所
6

2

1.364×10 (mm )添付 3-48

図 4(2)-7 の赤線部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ及びせん断弾性係数Ｇｓを用いて鋼板のせん断剛性Ｋαを求める。
K =・G ＝1.01×1011(N)・・・・・（式 4(2)-22）

以上より，式 4(2)-18 項で求めた，ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンク
リートの有効せん断剛性Ｋβを用いて，第２折点のせん断力 Q2 及びせん断変形角 γ2 を算出する。
K ＝1.01×1011 (N)K β ＝2.44×107 (N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

+

＝3.44×105(kN)

・σ

・・・・・
（式 4(2)-23）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝3.33×10-3(rad)・・・・・（式 4(2)-24）

添付 3-49

５．上部ペデスタルの計算過程（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程
a. RPV ペデスタルの構造特性を踏まえた評価式（第１折点）
・ Ｍ１＝Ｚｅ・（0.5ft*1+σv）
・ φ１は初期剛性とＭ１の交点（φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ））
注）*1：水平鋼板がコンクリートを分断するように設置されるが，水平鋼板面積のうち約 1/2 はコンクリート打設孔による開口があり，コンクリートが連続していることから，コンクリートの曲げ引張強度 ft に 0.5 を乗じる。
Ｚｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面係数(mm3) （＝Ｉｅ／（Ｄ／２））
Ｄ／２：中心から最外縁までの距離（Ｄは最外直径）σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面積））ｆｔ：コンクリートの曲げ引張強度(N/mm2) （＝0.38√σB）
σＢ ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)

ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)

Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)
Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)
Ｉｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメント(mm4)（各鋼板の断面二次モーメントの和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面二次モーメント）
第１折点は，ペデスタル円筒の曲げ引張側のコンクリート部にひび割れが生じる点のＭ及びφを表している。
（第２折点）
・ Ｍ２＝Ｍｙ・ φ２はＭｙ到達時のφｙ

添付 3-50

b. 具体的計算過程（第１折点）●NS 方向連通孔及びアクセス開口による断面欠損を考慮し算出する。
（図 5(1)-1）
NS 方向の中立軸

コンクリート厚 2160mm

連通孔
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
アクセス開口中間鋼板(板厚 30mm)

外径 14000mm（2 ヶ所）

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)
図 5(1)-1 断面二次モーメント及び断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面の断面二次モーメント及び断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表 5(1)-1，表 5(1)-2）
表 5(1)-1 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

表 5(1)-2 各部材断面の断面二次モーメント及び断面積
項目

値

対象箇所
14

コンクリート部の断面二次モーメントＩｃ

48.35811×10 (mm )図 5(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面二次モーメントの和Ｉs

7.5003×1013(mm4)

図 5(1)-1 の赤線部分

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ25.0397×10 (mm )図 5(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ4.392×106(mm2)

図 5(1)-1 の赤線部分

添付 3-517

各部材断面の断面二次モーメント（表 5(1)-2）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメントＩｅを求める。
Ｉｅ＝Ｉｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ｉｃ＝5.64728×1014＋8.35811×1014＝1.40054×1015(mm4)・・・・・（式 5(1)-1）

中心から最外縁までの距離Ｄ／２＝7,000mm（Ｄは最外直径）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面係数Ｚｅを求める。
Ｚｅ＝Ｉｅ／（Ｄ／２）＝2.00077×1011(mm3)・・・・・（式 5(1)-2）

ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力Ｎ（＝3.53×107(N)）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖを求める。
σｖ＝Ｎ／（Ａｎ，ｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ａｎ，ｃ）＝0.42(N/mm2)・・・・・（式 5(1)-3）

以上より，第１折点の曲げモーメント M1 及び曲率 φ1 を算出する。
Ｍ１＝Ｚｅ・（0.5ft+σv）＝2.90×105(kN・m)-6

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝8.12×10 (1/m)

添付 3-52

・・・・・（式 5(1)-4）
・・・・・（式 5(1)-5）

●EW 方向
連通孔及びアクセス開口による断面欠損を考慮し算出する。
（図 5(1)-2）
コンクリート厚 2160mm

連通孔
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
アクセス開口中間鋼板(板厚 30mm)

EW 方向の中立軸（2 ヶ所）

外径 14000mm

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)

図 5(1)-2 断面二次モーメント及び断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面の断面二次モーメント及び断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表 5(1)-3，表 5(1)-4）
表 5(1)-3 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

表 5(1)-4 各部材断面の断面二次モーメント及び断面積
項目

値

対象箇所
14

コンクリート部の断面二次モーメントＩｃ

48.33523×10 (mm )図 5(1)-2 の水色部分

各鋼板の断面二次モーメントの和Ｉs

7.4655×1013(mm4)

図 5(1)-2 の赤線部分

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ25.0397×10 (mm )図 5(1)-2 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ4.392×106(mm2)

図 5(1)-2 の赤線部分

添付 3-537

各部材断面の断面二次モーメント（表 5(1)-4）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメントＩｅを求める。
Ｉｅ＝Ｉｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ｉｃ＝5.62108×1014＋8.33523×1014＝1.39563×1015(mm4)・・・・・（式 5(1)-6）

中心から最外縁までの距離Ｄ／２＝7,000mm（Ｄは最外直径）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面係数Ｚｅを求める。
Ｚｅ＝Ｉｅ／（Ｄ／２）＝1.99376×1011(mm3)・・・・・（式 5(1)-7）

ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力Ｎ（＝3.53×107(N)）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖを求める。
σｖ＝Ｎ／（Ａｎ，ｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ａｎ，ｃ）＝0.42(N/mm2)・・・・・（式 5(1)-8）以上より，第１折点の曲げモーメント M1 及び曲率 φ1 を算出する。
Ｍ１＝Ｚｅ・（0.5ft+σv）＝2.89×105(kN・m)-6

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝8.12×10 (1/m)

添付 3-54

・・・・・（式 5(1)-9）・・・・・（式 5(1)-10）

（第２折点）RPV ペデスタルの断面をファイバーモデルとしてモデル化し，漸増させる荷重（モーメント）に対して収束計算により中立軸と曲率を求め，鋼板とコンクリートの応力度σとひずみεを導出する。
鋼板が降伏状態に至る際のモーメント及び曲率が，それぞれ第２折点のモーメント M2 及び曲率φ2 となる。
●モデル化方法
RPV ペデスタルの断面をファイバーモデルとしてモデル化する際は，連通孔及びアクセス
開口によるコンクリート及び鋼板の断面欠損を考慮した等価板厚を用いる。
（図 5(1)-3～5
参照）
本計算に用いるコンクリートの応力度σとひずみ ε の関係は，パラボラ型の応力ひずみ曲線を採用し，CEB-FIP(1)モデルに基づき設定し，圧縮強度到達以降はフラットとする。なお，引張側の強度は無視する。
また，鋼板の応力ひずみ関係は，完全弾塑性（バイリニア）を採用する。
●第２折点のモーメント M2 及び曲率φ2 の算出方法
荷重（モーメント）を漸増させていき，鋼板の応力度が降伏状態に至る際のモーメント及び曲率を算出する。

コンクリート厚 2160mm
連通孔
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)

アクセス開口（2 ヶ所）

中間鋼板(板厚 30mm)

外径 14000mm

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)
図 5(1)-3 ファイバーモデルに考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）

添付 3-55

●NS 方向

図 5(1)-4 ファイバーモデル構造図(黒線の間がコンクリート，青線が鋼板)●EW 方向図 5(1)-5 ファイバーモデル構造図(黒線の間がコンクリート，青線が鋼板)

添付 3-56

N：軸力
M：モーメント
xn：中立軸の位置（モデル左端からの距離）●NS 方向

φ：曲率
εc：コンクリートの圧縮ひずみ
εs：鋼板の圧縮ひずみ

コンクリート部の圧縮応力

図 5(1)-6 ファイバーモデルによる解析結果 【NS 方向】

σ(MPa

σ(MPa)

Fc29.4MPa30

SPV490 F=426MPa

500

0.85Fc=24.99MPa

25

400

20

300

15
200

10

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

5
0
0

0.001

0.002

0.003

ε

0.004

0.005

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

100

0.006

0
0

0.002

0.004

(a) コンクリート

ε

0.006

0.008

(b) 鋼板図 5(1)-7 コンクリート及び鋼板の応力ひずみ関係
・第２折点の曲げモーメントＭ２＝5.66×106 (kN・m)
・第２折点の曲率φ２＝2.70×10-4 (1/m)

添付 3-57【NS 方向】

0.01

N：軸力
M：モーメント
xn：中立軸の位置（モデル左端からの距離）●EW 方向

φ：曲率
εc：コンクリートの圧縮ひずみ
εs：鋼板の圧縮ひずみ

コンクリート部の圧縮応力

図 2(1)-6 ファイバーモデル解析結果

図 5(1)-8 ファイバーモデルによる解析結果 【EW 方向】

σ(MPa

σ(MPa)

Fc29.4MPa30

SPV490 F=426MPa

500

0.85Fc=24.99MPa

25

400

20

300

15
200

10

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

5
0
0

0.001

0.002

0.003

ε

0.004

0.005

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

100

0.006

0
0

0.002

(a) コンクリート

0.004

ε

0.006

0.008

(b) 鋼板図 5(1)-9 コンクリート及び鋼板の応力ひずみ関係 【EW 方向】
・第２折点の曲げモーメントＭ２＝5.54×106 (kN・m)
・第２折点の曲率φ２＝2.69×10-4 (1/m)

添付 3-58

0.01

（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程
a. 評価式（第１折点)
・ Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳ）
・τcr
・ γ１＝τcr/ＧＣ
ただし， cr = 0.31

B

0.31

B

V

注）上部ペデスタルはベント管の開口もなく，コンクリートは４面を鋼板で囲まれた閉鎖断面のために，せん断ひび割れ強度τcr は SC 規程に従う。
Ａｃ：コンクリートのせん断断面積(mm2)Ａｓ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)

Ｇｃ：コンクリートのせん断弾性係数(N/mm2)

Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)

Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)

τｃｒ ：コンクリートのせん断ひび割れ強度(N/mm2)
σＢ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)
ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（コンクリート部の断面積））

第１折点は，ペデスタルのコンクリートと鋼板を考慮したせん断断面積（コンクリートのせん断断面積Ａｃ及びそれと等価なペデスタル鋼板のせん断断面積（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳの和）にコンクリートのせん断ひび割れ強度τｃｒを乗じた値，すなわちペデスタルコンクリート
部にせん断ひび割れが発生する点のＱ，γを表している。

添付 3-59

(第２折点)Ａｓ ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)
Ｋα：鋼板のせん断剛性
Ｋβ：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性
σy：鋼板の降伏点強度(N/mm2)
第１折点でコンクリートにひび割れが発生した後もコンクリートは圧縮方向（ひび割れ
角度θの方向）にのみ抵抗する弾性体（異方性弾性体）として挙動し，鋼板と一体となってせん断力に抵抗することから，コンクリートと鋼板の内力のつり合いを考慮したせん断剛性Ｋβを算出する。
第２折点の算出は，SC 規程の評価式における，コンクリートの圧縮ストラット角度θにRPV ペデスタルの構造に合せた角度を入力することで行う。
具体的には SC 規程の附属書 2.1 解説及び下に示す参考文献(2)における算出式を用いて，
ｃＱ＝Ｋβ・γ，δ＝Ｈ・γの関係よりＫβを算出する。

cQ =

1−
・ ・

2

C1 = L・cosθ

C2 = H・sinθ

(

2

+

−

)

1
2・

・
( 1 + 2)

−

ここで，
cQ

：コンクリートの受け持つせん断力(N)δ：水平変位(mm)γ：せん断ひずみ度

cE：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数で，コンクリートのヤング係数に0.7 を乗じた値を用いる。(N/mm2)sE：鋼材のヤング係数(N/mm2)

ct :コンクリート板厚(mm)cν ：コンクリートのポアソン比

添付 3-60sν ：鋼材のポアソン比
L：隔壁の間隔(mm)H：隔壁の高さ(mm)sAy：鋼材の水平断面の断面積(mm2)sAx：鋼材の鉛直断面の断面積(mm2)
θ：圧縮ストラット角度（θ = tan）（θ=45°とした場合の評価式が SC 規程に例示されている。）

添付 3-61b. 具体的計算過程（第１折点）●NS 方向連通孔及びアクセス開口による断面欠損を考慮し算出する。
（図 5(2)-1）
コンクリート厚 2160mm
連通孔
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
外径 14000mm

アクセス開口中間鋼板(板厚 30mm)（2 ヶ所）

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)
図 5(2)-1 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。
（表 5(2)-1，表 5(2)-2）
表 5(2)-1 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのせん断弾性係数Ｇｃ10,900(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(2)-1）

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900(N/mm2)式 2(2)-2

2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ

29.4(N/mm2)

設計基準強度

添付 3-62

表 5(2)-2 各部材断面のせん断断面積
項目

値

対象箇所

コンクリートのせん断断面積Ａｃ2.5122×107(mm2)6鋼板のせん断断面積Ａｓ22.186×10 (mm )図 5(2)-1 の水色部分
図 5(2)-1 の赤線部分鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖは，曲げのスケルトンカーブ算出に用いた値と同一であり，σｖ＝0.42 (N/mm2)となる。
コンクリートの圧縮強度σB（表 5(2)-1）とσｖを用いて，コンクリートのせん断ひび割
れ強度τcr を求める。

cr= 0.31

B

0.31

B

V

＝1.88(N/mm2)・・・・・（式 5(2)-1）

以上より，第１折点のせん断力 Q1 及びせん断変形角 γ1 を算出する。

Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）・ＡＳ）
・τcr＝7.51×104(kN)
γ１＝τcr/ＧＣ＝1.72×10-4(rad)・・・・・（式 5(2)-2）

・・・・・（式 5(2)-3）

添付 3-63

●EW 方向
連通孔の開口欠損を考慮し算出する。（図 5(2)-2）
コンクリート厚 2160mm

連通孔
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)

外径 14000m
中間鋼板(板厚 30mm)

内筒鋼板(板厚 30mm)

外筒鋼板(板厚 30mm)

図 5(2)-2 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。
（表 5(2)-3，表 5(2)-4）
表 5(2)-3 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのせん断弾性係数Ｇｃ10,900(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(2)-1）

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm2)式 2(2)-2

2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ

29.4(N/mm2)

設計基準強度

添付 3-64表 5(2)-4 各部材断面のせん断断面積
項目

値

対象箇所

コンクリートのせん断断面積Ａｃ

2.5275×107(mm2)6鋼板のせん断断面積Ａｓ

図 5(2)-2 の水色部分

22.206×10 (mm )図 5(2)-2 の赤線部分鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖは，曲げのスケルトンカーブ算出に用いた値と同一であり，σｖ＝0.42(N/mm2)となる。
コンクリートの圧縮強度σB（表 5(2)-3）とσｖを用いて，コンクリートのせん断ひび割
れ強度τcr を求める。

cr= 0.31

B

0.31

B

V

＝1.88(N/mm2)・・・・・（式 5(2)-4）

以上より，第１折点のせん断力 Q1 及びせん断変形角 γ1 を算出する。

Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）・ＡＳ）
・τcr＝7.56×104(kN)
γ１＝τcr/ＧＣ＝1.72×10-4(rad)・・・・・（式 5(2)-5）

・・・・・（式 5(2)-6）

添付 3-65

（第２折点）
コンクリートひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを算出する際は，断面全体のうち半分がせん断力に対して有効な領域とし，SC 構造
体ユニット①，②，③それぞれについて，全１０箇所中５箇所が有効と考える。
この場合，NS 及び EW の各方向に対する平均的なせん断剛性が得られることから，ＫβはNS 及び EW 方向について共通の値を用いる。
具体的には，次に示す手順で層全体のＫβを求める。
・SC 構造体ユニット①，SC 構造体ユニット②，SC 構造体ユニット③それぞれのＫβを求める。
・層全体のＫβを求める。
（層全体のＫβ＝SC 構造体ユニット①のＫβ×5＋SC 構造体ユニット②のＫβ×5＋SC 構
造体ユニット③のＫβ×5）
外筒鋼板(板厚 30mm)
SC 構造体ユニット①
SC 構造体ユニット②

SC 構造体ユニット③

外径 14m中間鋼板(板厚 30mm)

アクセス開口たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
連通孔

コンクリート厚 2160mm
内筒鋼板(板厚 30mm)
図 5(2)-3 SC 構造体ユニット（赤が鋼板，青がコンクリート）
鋼板のせん断剛性Ｋαは，第１折点と同様に方向に応じた部材断面を考慮し求める。

添付 3-66

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット①）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，既工認と同様の値を用い，Ｋβの算出は，実機
RPV ペデスタルの構造（寸法）に応じた値を用いて行う。（図 5(2)-4，表 5(2)-5，表
5(2)-6）

コンクリート
せん断力
鋼板
高さ H
θ
長さ L
図 5(2)-4 SC 構造体ユニット①（赤が鋼板，青がコンクリート）

表 5(2)-5 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm2)

鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

2

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000(N/mm )告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 5(2)-6 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

2,900(mm)

図 5(2)-4 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

1,841(mm)

図 5(2)-4 の長さ L

コンクリート板厚 ct

2,160(mm)

図 5(2)-4 の ct

2

鋼材の水平断面の断面積 sAy

220,920(mm )-鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

348,000(mm2)-添付 3-67

圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット①の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝57.6(°)

・・・・・（式 5(2)-7）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，鋼板のヤング係数Ｅs に 0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅs＝17,850 (N/mm2)・・・・・（式 5(2)-8）以上より，SC 構造体ユニット①ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ
=

−

θ

−

sν ＝0.00039
θsν ＝0.00823(cosθ)

・・・・・（式 5(2)-9）・・・・・（式 5(2)-10）・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct・sin2θ 2・sE

＝8.27×109(N)・・・・・（式 5(2)-11）

添付 3-68

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット②）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，既工認と同様の値を用い，Ｋβの算出は，実機
RPV ペデスタルの構造（寸法）に応じた値を用いて行う。（図 5(2)-5，表 5(2)-7，表
5(2)-8）コンクリート
せん断力
鋼板
高さ H
θ
長さ L
図 5(2)-5 SC 構造体ユニット②（赤が鋼板，青がコンクリート）
表 5(2)-7 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm2)

鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

2

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000(N/mm )告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 5(2)-8 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

2,900(mm)

図 5(2)-5 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

1,569(mm)

図 5(2)-5 の長さ L

コンクリート板厚 ct

550(mm)

図 5(2)-5 の ct
2

鋼材の水平断面の断面積 sAy

94,140(mm )-鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

174,000(mm2)-添付 3-69

圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット②の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝61.6(°)

・・・・・（式 5(2)-12）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，コンクリートのヤング係数Ｅｃに0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅｃ＝17,850 (N/mm2)・・・・・（式 5(2)-13）以上より，SC 構造体ユニット②ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ=−sν ＝ − 0.00005

・・・・・（式 5(2)-14）−sν ＝0.02174

・・・・・（式 5(2)-15）θθ(cosθ)

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct′・sin2θ 2・sE

＝1.88×109(N)

・H

・・・・・
（式 5(2)-16）

添付 3-70

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット③）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，既工認と同様の値を用い，Ｋβの算出は，実機
RPV ペデスタルの構造（寸法）に応じた値を用いて行う。（図 5(2)-6，表 5(2)-9，表
5(2)-10）

コンクリート
せん断力
鋼板
高さ H
θ
長さ L
図 5(2)-6 SC 構造体ユニット③（赤が鋼板，青がコンクリート）
表 5(2)-9 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm2)

鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

2

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000(N/mm )告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 5(2)-10 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

2,900(mm)

図 5(2)-6 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

2,099(mm)

図 5(2)-6 の長さ L

コンクリート板厚 ct

640(mm)

図 5(2)-6 の ct
2

鋼材の水平断面の断面積 sAy

125,940(mm )-鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

174,000(mm2)-添付 3-71

圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット③の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝54.1(°)

・・・・・（式 5(2)-17）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，コンクリートのヤング係数Ｅｃに0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅｃ＝17,850 (N/mm2)・・・・・（式 5(2)-18）以上より，SC 構造体ユニット③ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ
=

−

θ

−

sν ＝0.00177
θsν ＝0.01273

・・・・・（式 5(2)-19）・・・・・（式 5(2)-20）(cosθ)

・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct′・sin2θ 2・sE

＝3.92×109(N)・・・・・（式 5(2)-21）●層全体のＫβ層全体のＫβは，＝SC 構造体ユニット①のＫβ×5＋SC 構造体ユニット②のＫβ×5＋SC 構造体ユニット③のＫβ×5＝7.04×1010(N)・・・・・（式 5(2)-22）

添付 3-72

●Ｋαの算出方法●NS 方向連通孔及びアクセス開口による断面欠損を考慮し算出する。
（図 5(2)-7）
コンクリート厚 2160mm
連通孔
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)

アクセス開口外径 14000mm

中間鋼板(板厚 30mm)
外筒鋼板(板厚 30mm)

内筒鋼板(板厚 30mm)
図 5(2)-7 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
鋼板の材料物性値は，既工認と同様に鋼構造設計規準に基づき定める。また，各部材断面の断面積も既工認と同様に求める。（表 5(2)-11，表 5(2)-12）
表 5(2)-11 鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm2)

告示 501 号

2

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm )式 2(2)-2

鋼板の降伏点強度σｙ426(N/mm2)

JIS G 3115

表 5(2)-12 各部材の主要寸法
項目
鋼板のせん断断面積Ａｓ

値

対象箇所
6

2

2.186×10 (mm )添付 3-73

図 5(2)-7 の赤線部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ及びせん断弾性係数Ｇｓを用いて鋼板のせん断剛性Ｋαを求める。
K =・G ＝1.62×1011(N)・・・・・（式 5(2)-23）

以上より，式 5(2)-22 項で求めた，ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンク
リートの有効せん断剛性Ｋβを用いて，第２折点のせん断力 Q2 及びせん断変形角 γ2 を算出する。
K ＝1.62×1011 (N)K β ＝7.04×1010 (N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

+

＝7.48×105(kN)

・σ

・・・・・
（式 5(2)-24）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝3.22×10-3(rad)・・・・・（式 5(2)-25）

添付 3-74

●EW 方向
連通孔による断面欠損を考慮し算出する。（図 5(2)-8）
コンクリート厚 2160mm
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)

外径 14000m

中間鋼板(板厚 30mm)
外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)

連通孔

図 5(2)-8 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
鋼板の材料物性値は，既工認と同様に鋼構造設計規準に基づき定める。また，各部材断面の断面積も既工認と同様に求める。（表 5(2)-13，表 5(2)-14）
表 5(2)-13 鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000(N/mm )告示 501 号

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm2)式 2(2)-2

鋼板の降伏点強度σｙ2426(N/mm )JIS G 3115

表 5(2)-14 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

鋼板のせん断断面積Ａｓ

2.206×106(mm2)

図 5(2)-8 の赤線部分

添付 3-75

鋼板のせん断断面積Ａｓ及びせん断弾性係数Ｇｓを用いて鋼板のせん断剛性Ｋαを求める。
K =・G ＝1.63×1011(N)・・・・・（式 5(2)-26）

以上より，式 5(2)-22 で求めた，ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを用いて，第２折点のせん断力 Q2 及びせん断変形角 γ2 を算出する。
K ＝1.63×1011(N)K β =7.04×1010(N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

+

＝7.54×105(kN)

・σ

・・・・・
（式 5(2)-27）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝3.23×10-3(rad)・・・・・（式 5(2)-28）

添付 3-76

〈参考文献〉(1) Comite Euro-International du Beton : CEB-FIP MODEL CODE 1990 (DESIGN
CODE),1993(2) 松尾他：鋼板コンクリート耐震壁に関する研究

日本建築学会学術講演梗概集（1992 年）

添付 3-77

その 3 せん断荷重-変形関係の解析

添付資料-4：SC 規程式に基づく試験体の荷重変位特性の作成方法
１．概要
SC 規程式に基づく試験体の荷重変位特性を作成するため，試験体を実機 RPV ペデスタルと同様に要素分割し，地震応答解析モデルの各要素に対して，3.3 項の考え方に基づき SC
規程式により作成したスケルトンカーブ（M-φ特性，Q-γ 特性）を用いて，荷重変位特性を作成する。

試験体の要素分割

試験体のスケルトンカーブの作成（曲げ，せん断）

荷重変位特性の作成（曲げ，せん断）

図 1-1 試験体の SC 規程式に基づく荷重変位特性の作成フロー

２．試験体の構造及びスケルトンカーブの作成（１）構造及び要素分割
試験体の構造は，実機 RPV ペデスタルと同様に内外の円筒鋼板とそれらを一体化するための放射状のたてリブ鋼板（隔壁）で構成され，内部にコンクリートを充填している。
RPV ペデスタル内にはベント管を内蔵している。
（図 2-1）
試験体は，ほぼ一様断面の構造となっているものの，下部ドライウェルアクセストン
ネルを模擬した開口部を含んでいることから，当該部分については個別に要素分割を行う。
（図 2-2）（２）試験体のスケルトンカーブの作成
試験体は下部ペデスタルと類似の構造であることから，本文 3.3(2)a.及び 3.3(3)a.項の設定方法に基づき曲げ及びせん断のスケルトンカーブを作成する。

添付 4-1

加力梁
(

)
加力梁
(

)

加力スタブ
リアクションブロック

PC 鋼棒

赤丸部は，ＰＣ鋼棒がベース
プレートを押さえつけて設置されている部分を示す。

(単位：mm)
図 2-1 RPV ペデスタルの試験体と加力装置の概要（(1)より引用，加筆）

添付 4-2

A-A 断面
B-B 断面要素分割図（a）試験体要素分割図
外筒鋼板

縦リブ

内筒鋼板

ベント管

（b）A-A 断面概要図（c）B-B 断面概要図

図 2-2 試験体の要素分割及び断面

添付 4-3３．荷重変位特性の作成（１）作成方法
実機 RPV ペデスタルと同様に断面形状を考慮した試験体の各層の曲げモーメント M－曲率φ関係，せん断力 Q－せん断変形角γ関係をもとに，荷重 P－変位δ関係を作成する。
図 3-1 に示す通り，頂部に荷重 P を作用させたときの全体変形δは曲げ変形δb とせん断
変形δs の和で表され，曲げ変形δb とせん断変形δs を各層ごとに積み重ねることで，頂部における全体変位δを算出する。

δ
h10

Σδb

P

δ10
δ9

X10

M10

δ8

Q10

δb9

P

δS10

γ10

δS9
δS8

δb8

δS7

δb7

＝

h2

δ1

ΣδS

δb10
φ10

δ7

h1

P

X2
X1

全体変形δ

＋

M1

Q1

φ1 δb1

曲げによる変形δbγ1

δS1

せん断による変形δs

図 3-1 算出方法のイメージ
下記①～④の手順により頂部における荷重 P に対する変位δb 及びδs を算出し，荷重変位特性を作成する。
① 頂部に荷重Ｐを作用させたときの，各層の曲げモーメントＭ，せん断力Ｑを求める。
各層のＭ＝Ｐ×ペデスタル頂部から対象要素下端までの距離ｈ
各層のＱ＝Ｐ② 各層のＭ，Ｑから，スケルトンカーブのＭ－φ，Ｑ－γ関係より，各層のφ，γを求める。
各層のＭ→スケルトンカーブ（Ｍ－φ関係）→各層のφ
各層のＱ→スケルトンカーブ（Ｑ－γ関係）→各層のγ③ 各層のφ，γから，各層の曲げ変形δb，せん断変形δs を求める。
δb＝各層の回転角θ×ペデスタル頂部から対象要素下端までの距離 h＝各層のφ×各層の要素長さＸ×ペデスタル頂部から対象要素下端までの距離 h※δs＝各層のγ×各層の要素長さＸ④ 各層のδb，δs を足し合わせ，全体のδを求める。
δ＝Σδb＋Σδs※

曲げ変形δb の算出について

添付 4-4

曲げ変形δb を算出するにあたり，図 3-2 の様に以下を定義する。
Xi：曲げ変形を算出しようとしている対象要素の長さ
ｈi：ペデスタル頂部から対象要素下端までの距離
θi：曲げ変形により生じる要素の傾き
これらについて，スケルトンカーブから求める曲率φと曲率の逆数である曲率半径ρを用いて整理すると，
Xi≒ρi×θi＝θi／φiとなるため，
θi＝Xi×φiとなる。求めた回転角θより各層の曲げ変形δbi を表すと
δbi≒ｈi×θiとなる。そのため全体の曲げ変形δb は以下の式で求めることができる。
δb＝δ1＋δ2＋δ3＋δ4＋ ・・・・・≒(h1×θ1)＋(h2×θ2) ＋(h3×θ3) ＋(h4×θ4) ＋ ・・・・・≒(h1×X1×φ1)＋(h2×X2×φ2) ＋(h3×X3×φ3) ＋(h4×X4×φ4) ・・・・・

添付 4-5δ1≒h1×θ1 （∵θ<<1）δ2≒h2×θ2
δ3≒h3×θ3
δ4≒h4×θ2
δ5≒h5×θ5
X5
θ5

h5

X4

θ4
h4

θ3

（例）X2≒ρ2×θ2＝θ2／φ2

X3∴θ2＝X2×φ2 （∵θ<<1）

h3
φ2：曲率

h2
θ2

X2

≒X2

ρ2：曲率半径（＝1／φ2）

X1
h1

θ1

θ2
図 3-2 曲げ変形の算出について

添付 4-6

（２）荷重変位特性
前項（１）に基づき作成した曲げ及びせん断の荷重変位特性を図 3-3 に示す※試験の実測値SC 規程式に基づく試験体の荷重－変位特性※ 繰 り 返 し載 荷 した 試
験結果を包絡したこ(a)曲げ変形の比較とによる不連続点試験の実測値SC 規程式に基づく試験体の荷重－変位特性(b)せん断変形の比較

図 3-3 荷重-変形関係の比較（１／２）

添付 4-7

試験の実測値
SC 規程式に基づく試験体の荷重－変位特性※※ 繰 り 返 し載 荷 した 試(C)適用範囲近傍の拡大図

験結果を包絡したことによる不連続点

図 3-3 荷重-変形関係の比較（２／２）

４．参考文献(1) 東京電力株式会社，東北電力株式会社，中部電力株式会社，北陸電力株式会社，中国
電力株式会社，日本原子力発電株式会社，株式会社 東芝，株式会社 日立製作所：共同研究報告書「コンクリ－トＰＣＶの構造評価および基準確立のための実証試験」，
昭和６２年度上半期（最終報告書），昭和 62 年 9 月

添付 4-8

添付資料-5：既往試験の概要，信頼性及び実機への適用性
１．既往の試験
RPV ペデスタルの荷重－変位特性を把握するため，電力共同研究として実機を模擬した試
験体を用いて静的加力試験(1)（以下「試験」という。）を行っている。試験体と加力装置の概要を図 1-1 に，試験体の断面図を図 1-2 に示す。
(1)試験体試験は，実機の構造の特徴を模擬した 1/10 縮尺の円筒型の鋼板コンクリート構造試験体を製作して行った。試験体に発生する応力が実機相当になるように，試験体寸法の縮尺を実機の 1/10 程度，載荷する荷重を実機の設計荷重の 1/100 程度として試験を実施した。
試験体の模擬対象は，実機の構造のうち隔壁方式の鋼板コンクリート構造の特徴を有す
ると共に，地震時に比較的大きな荷重が作用して弾塑性挙動を示す RPV ペデスタルの下部とした。試験体の内外筒鋼板の間に 20 枚の鉛直方向の隔壁を配置し，底部にはベースプレートを配置することにより内部コンクリートが実機と同様に分断されている状態を模擬すると共に，10 本のベント管による内部コンクリートの欠損状態を考慮している。
(2)加力方法
試験体の据付けは，加力の影響を受けない剛なテスティングフロアーと試験体の基礎ス
ラブを，PC 鋼棒による軸力を介して緊結し固定した。
据付け後，試験体頂部加力スタブに PC 鋼棒及び加力梁を介して圧力ジャッキにより鉛直力（軸力）を加えた。適切な鉛直力の導入は，圧力ジャッキと加力梁間のロードセル（荷重計）によって確認した。なお，加力梁とテスティングフロアーを緊結する PC 鋼棒に取付
く球座は，後述する水平方向の加力に対して追従するために設けた治具である。
鉛直力導入後，試験体の反力の影響を受けない剛なリアクションウォール（反力壁）及びリアクションブロック（反力ブロック）にそれぞれジャッキを取付け，水平方向に静的に漸増載荷した。水平方向の荷重は，ジャッキ先端に設けたロードセル（荷重計）によって測定した。なお，試験体に設けたテフロン支承は，ジャッキとの摩擦力を緩和し，点荷重に近い状態とすることを目的に設置した。
水平力の載荷サイクルを図 1-3 に示す。まず，コンクリートのひび割れが生じない力(弾性荷重)で繰返し載荷を行った。
次に水平力が当時の設計荷重相当（図 1-3 に示す QD=52 ton）に至るまで載荷を行い，その後，設計荷重の 1.5 倍相当（1.5QD=80 ton）
，鋼板曲げ降伏レベル（209 ton）のサイクルを経て，荷重降下に至るレベルまで加力した。（荷重変位特性は図 1-4 参照）

添付 5-1

(3)計測方法
試験体の弾塑性挙動を把握するために，荷重，試験体頂部の水平方向変位，試験体側面の鉛直方向変位及び鋼板のひずみを計測した。計測項目と計測方法のまとめを表 1-1 に示す。
表 1-1 計測項目と計測方法のまとめ
計測項目
荷重
試験体頂部の水
平方向変位
試験体側面の鉛
直方向相対変位目的

計測方法

試験体に載荷された

加力ジャッキに取り付けたロ

水平力の計測ードセルにより計測

全体変形量の計測

基礎スラブを不動点として，変位計により計測

計測位置等
図 1-1 参照

図 1-5 参照

鉛直方向相対変位を変位計に
曲げ変形量の計測より計測し，図 1-7 に示す手法

図 1-6 参照

により曲げ変形を算出する
試験体に取りつけたひずみゲ

鋼板のひずみ鋼板の応力の計測

ージでひずみを計測し，得られたひずみに縦弾性係数を乗じ

図 1-8 参照て応力を算出する

荷重値はジャッキに取り付けたロードセル（荷重計）により計測した。（図 1-1）
水平力載荷時の試験体各部の変形量は，不動点である基礎スラブに設置した計測フレー
ムに取り付けた変位計にて計測を行った。また，試験体の曲げ変形を算出するため，試験
体鉛直方向の相対変位を変位計にて計測した。
（図 1-6）全体変形δT は基礎スラブを不動点として，試験体頂部の変位計により計測した。
（試験体
頂部の変位計は図 1-5 の赤丸で図示）
曲げ変形δB は，計測した鉛直方向の相対変位から定まる曲率を用いて算出し，せん断変形δS は全体変形δT から曲げ変形δB を減算することにより算出した。
（図 1-7）水平力載荷時の鋼板のひずみを，鋼板の側面に取り付けたひずみゲージにより計測し，鋼板の応力を（ひずみ）×（鋼材の縦弾性係数）の関係から算出した。
試験体は，PC 鋼棒を介してベースプレートにプレストレス力(1 本あたり 55ton)を作用させており，測定データがベースプレートの変形の影響を受けないようにしており，測定される試験体の水平変形量の信頼性を確保している。
添付 5-2

加力梁
(

)
加力梁
(

)

加力スタブ
リアクションブロック

PC 鋼棒

赤丸部は，ＰＣ鋼棒がベース
プレートを押さえつけて設置されている部分を示す。

(単位：mm)
図 1-1 RPV ペデスタルの試験体と加力装置の概要（(1)より引用，加筆）

添付 5-3

）

1060
1400

(単位：mm)
図 1-2 試験体の断面図（(1)より引用，加筆）

添付 5-4

水平力（＋）
水平力（－）

図 1－4 の緑点線部に相当する範囲
図 1-3 水平力の載荷サイクル（(1)より引用，加筆）＜記号の説明＞
QD：設計荷重に相当する荷重

δY：鋼板降伏時の水平変位

赤線：コンクリートのひび割れが生じない程度の小さな荷重(弾性荷重)で載荷する範囲

赤丸：設計荷重に相当する荷重(QD = 52 ton)(図 1－4 の赤丸に相当)

緑丸：設計荷重に相当する荷重の 1.5 倍の荷重(1.5QD = 80 ton) (図 1－4 の緑丸に相当)

青丸：曲げ降伏時の荷重(209 ton) (図 1－4 の青丸に相当)

緑点線 ：図 1－4 の緑点線部に相当する範囲

添付 5-5

図 1－3 の緑点線部に相当する範囲

Q：水平力(ton)

QD：設計荷重に相当する荷重

δ：水平変位(mm)δy：鋼板降伏時の水平変位(mm)R：部材角(×10-3 rad)（R＝δ／1630(mm)）(a) 水平力－水平変位特性（曲げ＋せん断）(b) 水平力－水平変位特性（曲げ）(c) 水平力－水平変位特性（せん断）

図 1-4 試験で得られた荷重変位特性（(1)より引用，加筆）

添付 5-6

（注）（注）不動点である基礎スラブに設置した十分剛な計測フレーム

全体変形測定用変位計(単位：mm)
図 1-5 水平変位及び鉛直変位測定位置（(1)より引用，加筆）

添付 5-7(単位：mm)
図 1-6 曲げ変形算出用変位測定位置（(1)より引用，加筆）

添付 5-8

全体変形測定用変位計
全体変形δT

相対鉛直変位計

図 1-7 変形成分分離手法（(1)より引用，加筆）

添付 5-9(単位：mm)(単位：mm)

図 1-8 内外鋼板応力算出用ひずみ測定位置（(1)より引用，加筆）

添付 5-10

２．試験結果の実機への適用性試験体は，RPV ペデスタルの構造上の特徴を反映するため隔壁構造の SC 構造とし，ベント管を内蔵する部分と内蔵しない部分を含めたものである。柏崎刈羽原子力発電所 6 号及び７号炉と試験体に関する RPV ペデスタルの仕様を表 2-1 に示す。
鋼材の材質が実機 RPV ペデスタルと異なるが，試験体に対する SC 規程式を用いた荷重－
変位特性を求める際は，使用材料の規格値に基づく剛性を用いることで，差異を適切に考慮している。
従って，本試験体の試験結果は，隔壁構造及びベント管を有した構造といった SC 規程に対して追加検討に対する妥当性の確認に適用可能である。
また，スケール効果の観点では実機を縮小した場合の試験体に用いるコンクリートのう
ち骨材寸法の影響が考えられる。この影響については，参考文献(2)において骨材寸法の差が復元力特性に与える影響は少なく，実用上無視できることが確認されている。

３．参考文献(1) 東京電力株式会社，東北電力株式会社，中部電力株式会社，北陸電力株式会社，中国
電力株式会社，日本原子力発電株式会社，株式会社 東芝，株式会社 日立製作所：共同研究報告書「コンクリ－トＰＣＶの構造評価および基準確立のための実証試験」，
昭和６２年度上半期（最終報告書），昭和 62 年 9 月(2) 吉崎 他：原子炉建屋の復元力特性試験（その６）スケール・イフェクト試験 日本
建築学会学術講演梗概集（昭和 61 年）

添付 5-11

表 2-1

RPV ペデスタル及び試験体の構造概要
柏崎刈羽原子力発電所

項目

6 号炉及び７号炉

鋼板コンクリート構造の型式
構造

隔壁方式※１
※１

断面形状

円筒型

試験体
同左
同左

※２

同左

ベースプレート

※１

あり

同左

高さ(mm)

20500

2030

二 重 円 筒 部 厚さ(mm)

1700

170

（内筒及び

内筒鋼板の内径(mm)

10600

1060

外筒鋼板の外径(mm)

14000

1400

内筒及び外筒鋼板の板厚(mm)

30

3.2

板厚(mm)

25

2.3

個数

20

20

配置（角度）

18°18°

高さ×幅(mm)

3800×2200

378×220

内径(mm)

1200

120

個数

10

10

配置(角度)

36°

36°

鋼材

SPV490

SS400

300

300

ベント管内蔵あり（以下，参考）

外筒鋼板）

たてリブ
開口部
ベント管

材質

コンクリート
設計基準強度 (kg/cm2)※１：柏崎刈羽原子力発電所の他号炉も含めて採用されている方式※２：柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び７号炉固有の構造（改良型沸騰水型原子炉）

添付 5-12

（参考）実機 RPV ペデスタルの荷重状態
実機 RPV ペデスタルは，上部ペデスタルに設けたブラケット部にて原子炉圧力容器を支持している。地震時に原子炉圧力容器へ作用する荷重は，原子炉圧力容器支持スカート及び原子炉圧力容器基礎ボルトを介して曲げモーメントとして RPV ペデスタルへ伝達されることから，実機 RPV ペデスタルへ作用する荷重は曲げが支配的となる。

原子炉圧力容器支持スカート(RPV ペデスタル)

参考図 RPV ペデスタル概略図

添付 5-13

添付資料-6：復元力特性の設定における温度に応じた材料物性値の設定方法

既工認では，地震と組み合わせる運転状態の温度を考慮し，当該温度における材料物性値を用いて剛性の設定を行っており，今回工認の弾塑性特性を考慮した復元力特性の設定においても，設計基準における温度条件は既工認と同一のため既工認の材料物性値を用いる。
また重大事故等の高温状態の影響を考慮する場合においても，既工認における考え方と同様に設定を行うが，既工認より温度条件が変更となるため，温度による影響を考慮した
材料物性値を用いて剛性の設定を行う。
RPV ペデスタルの復元力特性を設定する際に用いる物性値のうち，温度による影響を受けるものを整理し，設定に用いる規格・基準類を表１に示す。
表 1 温度に応じた材料物性値の設定に用いる規格・基準類
今回工認
重大事故等の高温状

既工認
設計基準

態の影響を考慮する
場合
同左

ヤング係数

RC 規準

同左

（温度による影響はEurocode を用いて

コンクリ

確認予定）

ート

同左
圧縮強度

RC 規準

同左

（温度による影響はEurocode を用いて
確認予定）

ヤング係数

鋼板

告示 501

同左
JIS G 3115―
降伏点

（既工認の応力評価の許（線形仮定のため剛性算

JSME

JSME
（温度による影響を考慮す

容値根拠と整合させ定に用いていない）
る。）

添付 6-1

るため JSME を参照）

＜略称の説明＞
RC 規準：鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説

告示 501：発電用原子力設備に関する構造等の技術基準（告示第 501 号）

JSME：発電用原子力設備規格（設計・建設規格 JSME S NC1－2005/2007）

Eurocode：EN 1992-1-1, Eurocode 2: Design of concrete structures. Part 1-1:
General rules and rules for buildings/

EN 1992-1-2, Eurocode 2:

Design of concrete structures. Part 1-2: General rules. Structural fire
design添付 6-2

添付資料-7：コンクリートせん断ひび割れ後の RPV ペデスタルの支持性能
１．RPV ペデスタルの構造強度設計
RPV ペデスタルは，地震力を含む荷重に対して鋼板のみで概ね弾性状態を保持する設計としており，コンクリートを強度部材として期待しない設計である。
２．コンクリートせん断ひび割れ後の支持性能
コンクリートにせん断ひび割れが生じたとしても，１．の通り RPV ペデスタルはコンク
リートに期待せず鋼板のみで弾性状態を保持する設計であることから，ひび割れたコンクリートの横拘束効果は鋼板によって発揮される。
鋼板による横拘束効果が発揮されることにより，せん断力に対して鋼板とひび割れたコ
ンクリートが一体となって荷重を分担することが可能となる。
従って，コンクリートせん断ひび割れ後においても RPV ペデスタルの支持機能は維持される。
３．試験結果との対比
SC 規程のスケルトンカーブの評価式は，鋼板とコンクリートが一体となって荷重を分担することを前提としたものである。
SC 規程に基づき作成した試験体のスケルトンカーブを用いた荷重－変位特性と，試験で実測された荷重－変位特性を比較すると，コンクリートひび割れ後であっても両者は整合していることから，試験体においても SC 規程の前提が成立し鋼板とコンクリートが一体となって挙動していることが確認できる。
（図１）

コンクリートひび割れ後の変形領域

図 1 荷重-変形関係の比較

添付 7-1

（参考）RPV ペデスタルへの圧縮荷重について
RPV ペデスタルは，鋼板のみでも十分な支持性能が発揮される設計であることから，コンクリートに高圧縮力が負荷される環境ではない。
実際に，実機や試験体の鉛直力は表１の通りであって，実機 RPV ペデスタルコンクリー
トの圧縮強度（29.4N/mm2）に比べて十分に小さく，コンクリートの圧縮強度に至るような荷重が負荷されることはない。
表 1 単位面積あたりの鉛直支持応力
実機 RPV ペデスタル※
1.0N/mm2

試験（プレストレス力）
1.7N/mm2※RPV ペデスタルが支持する RPV、原子炉遮蔽壁、ダイヤフラムフロア等の総重量を，単位面積当たりの鉛直支持応力に換算

添付 7-2