TK−1−1825 改1

東海第二発電所
工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）
平成３０年８月２０日
日本原子力発電株式会社

本資料のうち，は営業秘密又は防護上の観点から公開できません。

工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）（１／５）
過去の審査会合※で抽出した工事計画認可申請に係る論点に対するコメントは下表のとおり。今回は未完了の４件（論点８，論点１９において各２件）のコメントに対して回答する。
※ 第562回審査会合（H30.4.5），第572回審査会合（H30.5.17），第578回審査会合（H30.5.31），
第588回審査会合（H30.6.14），第591回審査会合（H30.6.26），第595回審査会合（H30.7.3）
第599回審査会合（H30.7.10），第603回審査会合（H30.7.19），第606回審査会合（H30.7.26）
第607回審査会合（H30.8.2）

コメント内容

白丸数字

過去の審査会合において，今後の予定として示したもの

黒丸数字

過去の審査会合において，ご指摘を頂いたもの

審査会合
分 類

論

点

コメント内容8/23回答分

1耐津波① 止水機構の追従性に係る２次元及び３次元の解析結果

完了（5/31）② 止水機構の追従性に係る実証試験（加振試験）結果

完了（5/31）

鋼製防護壁の止水機構の地震時における追従性

実証試験結果のうち，鉛直方向に長周期のうねりが出る原因について，３方向同時加振時に出て，鉛直加振で出ないことを踏まえて，合理的に説明できる根拠を示した上で特定すること完了（7/3）振動台のY軸に対しての回転変位（ローリング）について，試験結果に与える影響を示すこと

完了（7/19）

実機解析を工認に適用することを踏まえ，解析の信頼性を示すこと

完了（7/3）

実証試験結果を踏まえて解析にフィードバックする項目はないか，応力評価において実証試験と解析の違いを考慮する必要がないか検討すること
試験結果と実証試験モデル結果の差が浸水防止機能に影響を及ぼすか否かを分析し，今後設計への反映の有無を示すこと
止水板の隙間に対する公差について，実機を考慮したうえで設定し，解析モデルの結果の扱いを示す
こと

2

防潮堤ル ート 変更 後の 敷地−
遡上津波の浸水深・流速3

可搬型設備の耐震性

機器の動的機能維持評価

完了（7/3）完了（7/19）−

完了（5/17）① 加振波のFRSが保管場所のFRSを包絡していること

完了（4/5）② 加振試験結果

完了（4/5）構造等がＪＥＡＧ適用外の機器に対して，抽出した評価対象部位に係る動的機能維持の評価結果につ4

完了（7/3）① いて説明評価部位「⑥逃がし弁」について，評価項目「加速度」に対する許容値の出典及び適用性を示すこと

完了（5/31）完了（6/14）耐震

5① 解析モデル長さの影響確認結果（解析モデル長さ2.0m及び2.5m）

完了（6/14）

スタンドパイプ225本モデルにおける補強板が解析に与える影響

完了（6/14）引張試験における荷重（モーメント）の比較

完了（6/14）

ドライヤスカート部との干渉に係る解析上の扱い

完了（6/14）

スタンドパイプの耐震評価

1

工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）（２／５）
審査会合
分 類

論

点

コメント内容8/23回答分

6

完了（7/3）
設置変更許可段階で示した「敷地全体の原地盤の液状化強度特性」の代表性及び網羅性
設置変更 許可 段階 で示 した ①
D2g-3層の液状化強度試験箇所の代表性について，各孔のボーリング柱状図及びN値を整理し，総合
完了（7/26）
解析用液状化強度特性の代的に説明すること
表性及び網羅性
使用済燃料乾式貯蔵建屋を個別の評価対象とした根拠（３つの建屋を除外した理由も含む）及び地盤完了（7/3）改良の有無

7鋼製防護壁の上部・下部構造の接合部の評価① 三次元解析（COM３）の評価結果

完了（7/3）

鋼製防護壁の接合部に設計荷重を与えた場合，及び設計荷重を超える荷重を仮想した場合の評価について，３次元解析（COM３）の結果を踏まえ，各部材が負担する荷重の伝達メカニズムや３次元挙動 完了（7/26）
について整理して説明すること
立坑構造物の評価結果

8

立坑構造物の解析モデル変更① （8/2追加）

水平2方向及び鉛直方向地震力を考慮した設計の妥当性について考察して説明すること。

① 局所応力の取扱い，許容限界の説明方針および評価結果○
完了（7/3）

せん断終局強度を適用することの妥当性（今回工認，東二建設時，他サイトのＳクラス基礎の設計クラ完了（7/3）
イテリアの違いを考慮した説明）
せん断終局強度を適用することを踏まえ，Ｓクラスの機器・配管系に対する支持機能への影響を検討
完了（7/26）
した上で，せん断終局強度を適用する際の配慮について設計方針を示すこと

耐震

9

○

６つの立坑構造物の照査結果について説明すること

原子炉建屋基礎盤の耐震評
価

応力平均化について，平均化する方向を整理して示すこと

完了（7/26）

基礎スラブの面外せん断耐力実験の結果について，東海第二の原子炉建屋基礎盤への適用性をより完了（7/26）
詳細に検討すること
地震荷重見直し前後の比較について，計算条件の変更点を整理し，評価結果に支配的な変更点を分完了（7/26）析して示すこと① 観測記録がシミュレーション解析結果を上回ることに対する設備影響評価結果
地震 観測 記録 を踏 まえた耐

10 震評価への影響

機 器の 動的 機能 維持 評価 ①

11 （弁の高振動数領域の考慮）

完了（7/3）

使用済燃料プール周辺の3次元応答性状が使用済燃料プールの評価に及ぼす影響

完了（7/3）

評価対象要素及び対象とする入力地震動の選定根拠を示すこと

完了（7/26）

高振動数領域まで考慮した評価結果

完了（7/3）100Hzまで考慮した応答加速度において，比較的大きな応答増加率を示す弁について振動特性等を完了（7/19）
考慮して応答増加要因を推定し説明すること

2

工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）（３／５）
審査会合
分 類

論

点

コメント内容8/23回答分

外部事象

降下火砕物に対する建 屋の ①

原子炉建屋の主トラスについて，発生する応力が許容限界を超えないことの確認結果

完了（4/5）12 健全性13
14

３次元FEMにおける鉄骨材とスラブの拘束条件，実際のスラブの応力，歪の分布，鉄骨材とスラブの接完了（5/31）
合部の状態を示す
強度評価方針として，適用基準は保守側を採用するとしていることに対し，応力係数について現実的
SA時の強度評価における設完了（5/31）な値（0.5）を採用することの考え方
計方針
SA時機械荷重（ジェット荷重や主蒸気逃がし安全弁の吹き出し反力）を定量的に算出し，順次計算結
SA時の強度評価における設完了（8/2）
計 条 件 （ SA ク ラス ２ 機 器 で ① 果を示す
あって，クラス１機器の設計条
建設時の設計条件を使用することを含め，強度評価条件の妥当性を示す
完了（6/14）
件）
設計基準事故時の動荷重に包絡されること等の確認結果
SRV作動時の動荷重が，DBA条件を包絡することについて，圧力干渉効果や圧力上昇率等の考察を① 添えて説明すること（単弁作動時よりも多弁作動時の方が発生荷重が小さくなることの説明も含む）
強度評価におけるPCV動荷

機械設計

ＳＡ時の応力について，ＳＡ水位の影響について説明すること完了（8/2）

圧縮永久ひずみ率のデータ拡充による閉じ込め機能の評価値の妥当性

完了（4/5）② ガスケット増厚による閉じ込め機能の評価における開口量評価の裕度

完了（4/5）

SA環境を考慮したPCV閉じ込 ①

ブローアウトパネル開放の実証試験結果
完了（7/3）（6/14追加）開放試験については，パネルが躯体から外れて落下していることを確認すること
プローアウトパネル閉止装置の実証試験（加振試験）及び開閉動作試験，気密性能試験の結完了（6/26）
果①②
17

ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法

完了（8/2）

ＦＣＩ時及びベント時の動荷重が，ＤＢＡのＬＯＣＡ時を包絡することについて，ＬＯＣＡ時の荷重をどのよ
完了（8/2）
うな条件で設定しているかを示したうえで説明すること
DBA・SA時のPCV動荷重を決定する要素を定量的に説明（6/14追加）シーケンスによっては動作する弁数や作用する圧力も異なることから，各々の動荷重について丁寧に説明すること完了（7/3）（6/14追加）動荷重については設計で元々どういう荷重で評価しているのか(既設の設計裕度)，元々の設計の考え方から追って，許容値の包絡性を説明すること

15 重の考慮

16 め機能完了（7/3）

実証試
験

ブローアウトパネル閉止装置の実証試験（加振試験）での不具合を踏まえた対策検証について

完了（7/10）

実機大モックアップ試験時の予備品の考え方，リスク管理について説明すること完了（5/31）

リスク管理の試験スケジュール（クリップ幅変更等）をスケジュール追加すること完了（5/31）

実機大のモックアップ（ブローアウトパネル本体，ブローアウトパネル閉止装置）試験前に試験条完了（5/31）
件を説明すること

3

工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）（４／５）
審査会合
分 類

論

点

コメント内容8/23回答分

実
証試
験

加振限界試験の目的，実施方法について，要領書に記載のこと

完了（6/14）

気密性能試験における流量，断面積の算出方法について説明を要領書に追加すること完了（6/14）

実施する単体の気密確認試験結果も踏まえて原子炉建屋原子炉棟全体としての気密性能が完了（6/14）確保できる見込みであることを説明すること
模擬地震波の床応答スペクトルについて，方向に依存しない応答スペクトルのＮＳ／ＥＷ方向完了（6/14）への分け方を説明すること

施工 ブローアウトパネル本体の品質・施工管理，保守管理等

17

ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法

要
求
機
能

耐震
機械設計

追
加
試
験

18 SRVのSA耐環境性

完了（5/31）

設計差圧（6.9kPa）以下で開放する設計（設定値）について，クリップ開放試験結果等を踏まえた完了（5/17）
考え方
強制開放装置の位置付け

完了（5/17）

ブローアウトパネルの要求事項（考慮すべき自然現象発生後にDBAが発生する場合，逆にDBA
完了（5/17）
後に自然現象が発生する場合を整理し，公衆被ばくの影響の観点から整理）
ブローアウトパネルの耐震評価に当たって，ブローアウトパネルの設置・取付状況を踏まえた固完了（6/14）有値の考え方を整理し提示すること
設計基準事故と地震の組合せについて説明すること完了（6/14）

部品の裕度評価及び閂の設計に関する説明完了（7/19）

閂設置に伴う扉開閉の維持管理に関する説明完了（7/19）

追加試験における電動作動確認の判定基準の検討完了（7/19）

ブローアウトパネル閉止装置の追加実証試験結果

完了（8/2）① SA時の原子炉格納容器内におけるSRV作動環境

完了（4/5）② SRV（自動減圧機能）の耐環境性完了（4/5）③ 非常用逃がし安全弁駆動系の耐環境性完了（4/5）

過去のSRV環境試験条件について対象の機器を明確にして資料に反映

完了（6/14）

健全性の説明書の中でその他のSA耐環境性について整理・説明

完了（6/14）4

工事計画認可申請に係る論点整理について（コメント回答）（５／５）
審査会合
分 類

論

点

コメント内容8/23回答分
モックアップ試験結果

完了（6/14）①
試験 導入管カバーを考慮した試験も含め，モックアップ試験の結果について示すこと
モックアップ試験における異物混入を想定した試験条件
施工 コリウムシールドの施工性④
19MCCI／FCI対策に係る設計
工
認
上
の
扱
い

機械設計

①
20

ＥＣＣＳポンプのＳＡ時でのＮＰ
ＳＨ評価

ＳＭ材の使用制限（ 2.9MPa）

21 を超えた範囲での使用

工認対象範囲完了（5/31）

コリウムシールドのドレン水貯蔵機能完了（5/31）

コリウムシールドライナーの工認上の記載完了（5/31）

排水ラインのラプチャーディスクの扱いについて整理して示すこと。また，ドライウェル内水位調完了（6/14）
整の機能に悪影響を与えないことを示すこと
安全弁の吹き出し圧力，吹き出し量，反力について，説明すること

22

完了（8/2）

安全弁の吹き出しについて想定される事象を整理し，保守性の考え方，値や意味付けも含め明
示すること

○

排水配管の使用圧力の考え方について説明すること○完了（7/3）試験の再現性（投入異物の撹拌・静定させ，一定の圧力損失データが得られるこ との見解）に完了（5/31）ついて示すこと
試験手順について示すこと

完了（5/31）

試験の進捗状況，見通しについて具体的に示すこと

完了（5/31）−−
使用済燃料プールでの燃料集合体落下時のライニングの健全性評価において，水の抵抗を考慮して燃料集合体落下時の使用済
燃料プールライニングの健全性完了（6/14）完了（5/31）

試験結果および評価結果
試
験
・
手
順

完了（7/3）完了（5/17）① おり，この際に用いている抗力係数について確認すること完了（5/31）② 試験結果および評価結果

完了（7/3）

CFD解析モデルについて説明すること完了（6/14）5

【論点８】 立坑構造物の解析モデル変更について（１／９）
１．概要
第６０７回審査会合（平成３０年８月２日）において，立坑構造物の評価手法（設計基本方針，先行プラントにおける立坑構造物の設計比較，水平二方向及び鉛直方向地震力に対する検討方針，評価工程）について説明した。
２．コメント• 水平二方向及び鉛直方向地震力を考慮した設計の妥当性について考察して説明すること。
• ６つの立坑構造物の照査結果について説明すること。
３．回答概要• 矩形立坑，円筒形立坑のせん断力に対する設計，及び矩形立坑の曲げ軸力に対する設計
鉛直方向地震力の影響が含まれた水平２方向のそれぞれの地震力を独立に負担する役割を持たせた各必要鉄筋量以上をそれぞれ配置した各部材のせん断力照査及び曲げ軸力照査の全ての照査値が許容値以下である
ことを確認することで，水平２方向及び鉛直方向地震力が同時に与えられた場合における地震力を負担できる設計として妥当であることを確認した。
• 円筒形立坑の曲げ軸力に対する設計
水平１方向及び鉛直方向地震力の影響を考慮した直交する各２次元鉛直断面モデルによる解析結果のうち，曲げ軸力が時刻歴最大となる時刻の曲げモーメントを直交する方向にも同時に作用させるものと仮定（曲げモーメントを√２倍）して評価を行い，全ての照査値が許容値以下であることを確認することで，水平２方向及び鉛直方向地震力が同時に与えられた場合における地震力を負担できる設計として妥当であることを
確認した。

6

【論点８】 立坑構造物の解析モデル変更について（２／９）（水平二方向及び鉛直方向地震力に対する検討フロー）
４．水平二方向及び鉛直方向地震力に対する検討フロー
水平二方向及び鉛直方向地震力に対する検討フローを以下に示す。
ＳＴＡＲＴ

加振方向（Ｘ方向）

加振方向（
Ｙ方向）

加振方向（
Ｙ方向）

加振方向（Ｘ方向）＋＋【鉛直断面の設計】• （水平二方向）矩形及び円筒形立坑の水平鉄筋については，各方向のせん断力をそれぞれ独立に受け持てる役割を持たせた必要水平鉄筋量
での各せん断力を考慮した水平鉄筋の照査値が全て許容限界以下であることを確認する。
• （水平二方向）矩形立坑の鉛直鉄筋については，各方向の曲げ軸力をそれぞれ独立に受け持てる役割を持たせた必要鉛直鉄筋量での各曲げ軸力等を考慮した鉛直鉄筋の照査値が全て許容限界以下であることを確認する。
• （水平二方向）円筒形立坑の鉛直鉄筋については，２つの２次元鉛直断面モデルによる解析のうち，曲げ軸力が最大となる時刻における曲
げモーメントが直交する２つの鉛直断面方向で同時刻に作用すると仮定（曲げモーメントを√２倍）した場合の曲げ軸力等を考慮した鉛直
鉄筋の照査値が全て許容限界以下であることを確認する。

曲げ軸力を鉛直
鉄筋にて負担する範囲

曲げ軸力が集中【水平輪切り断面の設計】• （水平二方向）矩形及び円筒形立坑の水平鉄筋については，各方向の地震時地盤反力をそれぞれ独立に受け持てる役割を持たせた必要水平鉄筋量での各曲げ軸力等を考慮した水平鉄筋の照査値が全て許容限界以下であることを確認する。

【版部材の設計】• シェルモデル解析，梁モデル解析による版部材の設計

END7

【論点８】 立坑構造物の解析モデル変更について（３／９）（水平二方向及び鉛直方向地震力を考慮した設計）
５．側壁の水平鉄筋の設計（矩形立坑）①-1 各２次元鉛直断面モデルのＸ方向及びＹ方向のせん断力照査で設計する必要水平鉄筋量を算定する（Ａs１）。
①-2 水平断面モデルのＸ方向及びＹ方向の曲げ軸力照査で設計する必要水平鉄筋量を算定する（Ａs２） 。
② ①-1と①-2で算定された必要水平鉄筋量を足し合わせた合計必要水平鉄筋量（Ａs１＋Ａs２）以上をＸ方向及びＹ方向に配置する。
③ これと共に，入力方向と直交する壁に発生するせん断力に対しては，水平断面モデルによるせん断力照査で設計するせん断補強筋を配置する（Ａs３）。
④ 許容限界以下の確認• Ａs１＋Ａs２に対する照査値を確認する（一方向入力に対し，合計水平鉄筋量（As1+As2）のせん断力及び曲げ軸力に対する照査値）• Ａs１及びＡs２それぞれに対する照査値を確認する（二方向入力に対し，せん断力，曲げ軸力を独立に受け持たせた場合の照査値）• Ａs３に対する照査値を確認する（面外方向のせん断力に対するせん断補強筋（As3）を考慮した照査値）

鉛直断面による解析評価（せん断力照査で設計する水平鉄筋）

水平輪切り断面による解析評価（曲げ軸力照査で設計する水平鉄筋）（せん断力照査で設計するせん断補強筋）

片押しケース

両押しケース

加振方向（Ｘ方向）

As1
As1

As3
As2

or

＋

As3
As2

=

加振方向（Ｘ方向）

As1
加振方向（
Ｙ方向）

加振方向（
Ｙ方向）

Y

＋

or
As3

X

両押しケース

片押しケースAs2=As3 As2

As18

【論点８】 立坑構造物の解析モデル変更について（４／９）（水平二方向及び鉛直方向地震力を考慮した設計）
６．側壁の水平鉄筋の設計（円筒形立坑）①-1 各２次元鉛直断面モデルのＸ方向及びＹ方向のせん断力照査で設計する必要水平鉄筋量を算定する（Ａs１）。
①-2 水平断面モデルのＸ方向及びＹ方向の曲げ軸力照査で設計する必要水平鉄筋量を算定する（Ａs２） 。
② ①-1と①-2で算定された必要水平鉄筋量を足し合わせた合計必要水平鉄筋量(Ａs１+Ａs２)以上をＸ方向及びＹ方向に配置する｡③ これと共に，入力方向と直交する壁に発生するせん断力に対しては，水平断面モデルによるせん断力照査で設計するせん断補強
筋を配置する（Ａs３）。
④ 許容限界以下の確認• Ａs１＋Ａs２に対する照査値を確認する（一方向入力に対し，合計水平鉄筋量（As1+As2）のせん断力及び曲げ軸力に対する照査値）• Ａs１及びＡs２それぞれに対する照査値を確認する（二方向入力に対し，せん断力，曲げ軸力を独立に受け持たせた場合の照査値）• Ａs３に対する照査値を確認する（面外方向のせん断力に対するせん断補強筋（As3）を考慮した照査値）
水平輪切り断面による解析評価（曲げ軸力照査で設計する水平鉄筋）（せん断力照査で設計するせん断補強筋）

鉛直断面による解析評価（せん断力照査で設計する水平鉄筋）

片押しケース

加振方向（Ｘ方向）

両押しケース

As1
As3

or

＋

=

As1
As2

As2

As3

加振方向（Ｘ方向）

片押しケース

X

加振方向（
Ｙ方向）

加振方向（Ｙ方向）

Y

As2

両押しケース

As1

＋

or
As2

As3

=
As1

As3

9

【論点８】 立坑構造物の解析モデル変更について（５／９）（水平二方向及び鉛直方向地震力を考慮した設計）

Ｚ
Ｙ
Ｘ

Ｍy

曲げ軸力を鉛直鉄筋にて負担する範囲ＺＹ

側壁と版の固定境界における局所的な曲げモーメント増分の検討

Ｍx

水平二方向及び鉛直方向地震力を考慮した検討

７．側壁の鉛直鉄筋の設計（矩形立坑）① 各２次元鉛直断面モデルにより求められる曲げ軸力に対して，鉛直鉄筋に発生する引張応力度σＶ１を求める。
• 曲げの方向に対し矩形フランジ部に配置される鉛直鉄筋のみを有効としている。Ｘ方向，Ｙ方向から作用する曲げ軸力を負担する部位が異なるため，各断面での鉛直鉄筋に発生する引張応力度（σＶ１）を求める。
② 更なる検討として，版解析で固定境界に発生する曲げモーメント（Ｍ０）と，側壁の固定境界に発生する曲げモーメント（Ｍ１ or Ｍ２ ）を足し合せた（Ｍ０＋Max（（Ｍ１,Ｍ２ ））に対し，鉛直鉄筋に発生する引張応力度（σＶ２）を求める。
③ 許容限界以下の確認• σＶ１ ＋σＶ２に対する照査値を確認する。

Ｘ（矩形立坑）① 鉛直断面モデルによる鉛直鉄筋に発生する引張応力度σＶ１の算定② 版と側壁の固定境界に発生する曲げモーメント増分に対する引張応力度σＶ２の算定

矩形立坑の側壁の鉛直鉄筋については，水平１方向及び鉛直方向地震力の影響を考慮した直交する各２次元鉛直断面モデルによる矩形立坑の時刻歴最大曲げ軸力に加え，側壁と版の結合部における局所的な曲げモーメント増分を加えたそれぞれの断面方向の曲げ軸力に対する全ての照査値が許容値以下であることを確認することで，
水平２方向及び鉛直方向地震力が同時に与えられた場合における地震力を負担できる設計として妥当であることを確認した。

10

【論点８】 立坑構造物の解析モデル変更について（６／９）（水平二方向及び鉛直方向地震力を考慮した設計）

地震力の負担における方向性がない

Ｍx

√2×Mx
√2×My

荷重

Y
Ｚ

X

Ｙ

荷重

Ｘ

（赤矢印で示される水平地震力と鉛直地震（円筒形立坑）力による影響と青矢印で示される水平地震
力と鉛直地震力による影響のうち，影響が大きい方により評価）① 鉛直断面モデルによる鉛直鉄筋に発生する引張応力度σＶ１ の算定

側壁と版の固定境界における局所的な曲げモーメント増分の検討

Ｍy

水平二方向及び鉛直方向地震力を考慮した検討

８．側壁の鉛直鉄筋の設計（円筒形立坑）① ２つの２次元鉛直断面モデルによる解析のうち，曲げ軸力が最大となる方向の曲げモーメントが同時刻に直交方向にも作用すると仮定（曲げモーメントを√２倍）して，鉛直鉄筋に発生する引張応力度（σＶ１ ）を求める。
② 更なる検討として，版解析で固定境界に発生する曲げモーメント（Ｍ０）と，側壁の固定境界に発生する曲げモーメント（Ｍ１ or Ｍ２ ）を足し合せた（Ｍ０＋Max（（Ｍ１,Ｍ２ ）） に対し，鉛直鉄筋に発生する引張応力度（σＶ２）を求める。
③ 許容限界以下の確認• σＶ１ ＋σＶ２を対する照査値を確認する。

② 版と側壁の固定境界に発生する曲げモーメン
ト増分に対する引張応力度σＶ２の算定

円筒形立坑の側壁の鉛直鉄筋については，水平１方向及び鉛直方向地震力の影響を考慮した直交する各２次元鉛直断面モデルによる解析結果のうち，円筒形立坑の曲げ軸力
が時刻歴最大となる時刻の曲げモーメントを直交する方向にも同時に作用させるものと仮定（曲げモーメントを√２倍）した場合の曲げ軸力に加え，側壁と版の結合部における局所的な曲げモーメント増分を加えた曲げ軸力に対する全ての照査値が許容値以下であることを確認することで，水平２方向及び鉛直方向地震力が同時に与えられた場合における地震力を負担できる設計として妥当であることを確認した。

11

【論点８】 立坑構造物の解析モデル変更について（７／９）（側壁の水平鉄筋の評価結果）
９．側壁の水平鉄筋の評価結果
矩形立坑及び円筒形立坑の側壁の水平鉄筋（①面内方向のせん断補強筋，②面内方向の主鉄筋，③面外方向のせん断補強筋）
については，鉛直方向地震力の影響が含まれた水平２方向のそれぞれの地震力を独立に負担する役割を持たせた①，②，③の各必要鉄筋量以上をそれぞれ配置した各部材のせん断力照査及び曲げ軸力照査の全ての照査値が許容値以下であることを確認する
ことで，水平２方向及び鉛直方向地震力が同時に与えられた場合における地震力を負担できる設計として妥当であることを確認した。
As1及びAs2の照査位置は，実配筋鉄筋量（As1+As2）の

表１ 側壁の水平鉄筋に係る照査結果表

照査位置と同位置のものである。

照査値（二方向入力に対し，役割に応じて各水平鉄筋が独立に負担できることを確認した照査値）
鉄筋

円筒形

X方向の水平鉄筋
ＳＡ用海水ピット取 Ｙ方向の水平鉄筋
水塔
Ｘ方向に直交するせん断補強筋
Ｙ方向に直交するせん断補強筋
X方向の水平鉄筋
Ｙ方向の水平鉄筋
ＳＡ用海水ピット
Ｘ方向に直交するせん断補強筋
Ｙ方向に直交するせん断補強筋
X方向の水平鉄筋

解析評価

代替淡水貯槽

Ｙ方向の水平鉄筋
Ｘ方向に直交するせん断補強筋
Ｙ方向に直交するせん断補強筋

矩形

X方向の水平鉄筋
常設低圧代替注 Ｙ方向の水平鉄筋
水系ポンプ室
Ｘ方向に直交するせん断補強筋
Ｙ方向に直交するせん断補強筋
X方向の水平鉄筋
常設代替高圧電Ｙ方向の水平鉄筋源装置用カル
Ｘ方向に直交するせん断補強筋
バート（立坑部）
Ｙ方向に直交するせん断補強筋
X方向の水平鉄筋
緊急用海水ポンプ Ｙ方向の水平鉄筋
ピット
Ｘ方向に直交するせん断補強筋
Ｙ方向に直交するせん断補強筋

二次元鉛直断面モデル（せん断力照査）
Ａs１

水平輪切り断面モデル（曲げ軸力照査）（せん断力照査）
Ａs２
Ａs３

照査値
（一方向入力に対し，合計水平鉄筋量での照査値）

二次元鉛直断面モデル（せん断力照査）
Ａs１＋Ａs２

水平輪切り断面モデル（曲げ軸力照査）
Ａs１＋Ａs２0.53（上部，④，Ss-D1（--））

0.30（上部，④，Ss-D1（--））−

0.51（上部，④，Ss-D1（--））

0.02（上部，④，Ss-D1（--））

0.35（上部，④，Ss-D1（--））

0.32（上部，④，Ss-D1（--））−

0.33（上部，④，Ss-D1（--））

0.02（上部，④，Ss-D1（--））−−

0.73（下部，④，Ss-D1（--））

−

−

−

−

0.90（下部，④，Ss-D1（--））−−

0.85（下部，④，Ss-D1（+-））

0.14（下部，④，Ss-D1（+-））−

0.81（下部，④，Ss-D1（+-））

0.05（下部，④，Ss-D1（+-））

0.86（上部，④，Ss-D1（++））

0.73（上部，④，Ss-D1（++））−

0.68（上部，④，Ss-D1（++））

0.15（上部，④，Ss-D1（++））−−

0.75（下部，④，Ss-D1（+-））

−

−

−
0.70
（EL.-14.2〜-18.5m，④Ss-D1（++））
0.74（EL.-14.2〜-18.5m，④Ss-D1（++））−
0.82（EL.3.0〜-6.4m，④，Ss-D1（++））
0.86（EL.3.0〜-6.4m，④，Ss-D1（++））

0.68（下部，④，Ss-D1（++））

−

−

−
−
0.58
（EL.3.0〜-6.4m，④，Ss-D1（++））
0.60（EL.3.0〜-6.4m，④Ss-D1（++））

−
−
0.38
0.64
（EL.-14.2〜-18.5m，④，Ss-D1（++）） （EL.3.0〜-6.4m，④，Ss-D1（++））
0.40
0.65
（EL.-14.2〜-18.5m，④，Ss-D1（++）） （EL.3.0〜-6.4m，④，Ss-D1（++））
−

−

−

−

−

0.49（B1,2F側壁，④，Ss-D1（++））

0.31（B1,2F側壁，④，Ss-D1（++））

0.83（B4F側壁，①，Ss-D1（--））−

0.32（B3F側壁，④，Ss-D1（++））

0.61（B4F側壁，①，Ss-D1（- -））−0.48（B1,2F側壁，④，Ss-D1（++））

−

−

−

−

0.58（B4F側壁，①，Ss-D1（- -））−−0.69（B4FTN部，①，Ss-31（-+））

0.64（B4F，④，Ss-D1（++））−

0.35（B4FTN部，①，Ss-31（-+））

0.38（B4F，④，Ss-D1（++））

0.71（B3F，④，Ss-D1（++））

0.66（B3F，①，Ss-31（++））−

0.36（B3F，④，Ss-D1（++））

0.43（B3F，①，Ss-31（++））−−

0.94（B2F，①，Ss-31（-+））

−

−

−

−

0.88（B2F，①，Ss-31（-+））−−

0.77（B2F，④，Ss-D1（--））

0.54（B1F，①，Ss-31（++））−

0.52（B2F，④，Ss-D1（--））

0.43（B1F，①，Ss-31（++））

0.82（B2F，④，Ss-D1（++））

0.69（B1F，①，Ss-D1（+-））−

0.49（B2F，④，Ss-D1（++））

0.69（B1F，①，Ss-D1（+-））−−

0.71（B1F，①，Ss-31（++））

−

−

−

−

0.80（B1F，①，Ss-D1（+-））

−

−

−

−

0.84（B1,2F側壁，④，Ss-D1（++））

0.51（B1,2F側壁，④，Ss-D1（++））

0.54（B3F側壁，④，Ss-D1（++））−

12【論点８】 立坑構造物の解析モデル変更について（８／９）（側壁の鉛直鉄筋の評価結果）
１０．側壁の鉛直鉄筋の評価結果（１）矩形立坑の側壁の鉛直鉄筋
矩形立坑の側壁の鉛直鉄筋については，水平１方向及び鉛直方向地震力の影響を考慮した直交する各２次元鉛直断面モデルによる矩形立坑の時刻
歴最大曲げ軸力に加え，側壁と版の結合部における局所的な曲げモーメント増分を加えたそれぞれの断面方向の曲げ軸力に対する全ての照査値が許容値以下であることを確認することで，水平２方向及び鉛直方向地震力が同時に与えられた場合における地震力を負担できる設計として妥当である
ことを確認した。
（２）円筒形立坑の側壁の鉛直鉄筋
円筒形立坑の側壁の鉛直鉄筋については，水平１方向及び鉛直方向地震力の影響を考慮した直交する各２次元鉛直断面モデルによる解析結果のうち，円筒形立坑の曲げ軸力が時刻歴最大となる時刻の曲げモーメントを直交する方向にも同時に作用させるものと仮定（曲げモーメントを√２倍）した場合の曲げ軸力に加え，側壁と版の結合部における局所的な曲げモーメント増分を加えた曲げ軸力に対する全ての照査値が許容値以下であることを確認することで，水平２方向及び鉛直方向地震力が同時に与えられた場合における地震力を負担できる設計として妥当であることを確認した。

表２ 側壁の鉛直鉄筋に係る照査結果表
照査値
二次元鉛直断面モデル

版のシェル解析モデルあるいは梁モデル

引張応力度σＶ１に対する照査値

引張応力度σＶ２に対する照査値

Ｘ方向の鉛直鉄筋−−−

Ｙ方向の鉛直鉄筋−−−

Ｘ方向の鉛直鉄筋−−−

Ｙ方向の鉛直鉄筋−−−

Ｘ方向の鉛直鉄筋−−−

Ｙ方向の鉛直鉄筋−−−

Ｘ方向の鉛直鉄筋

0.37（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

0.29（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

Ｙ方向の鉛直鉄筋

0.36（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

0.29（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

鉄筋

ＳＡ用海水ピット取水塔
円筒形

ＳＡ用海水ピット

解析評価

二次元鉛直
断面モデル

版のシェル解析モデル
あるいは梁モデル

引張応力度σＶ１に対する照査値

引張応力度σＶ２に対する照査値

0.39（下部，④，Ss-D1（--））
0.27（下部，④，Ss-D1（--））
0.37（下部，④，Ss-D1（+-））
0.34（下部，④，Ss-D1（++））
0.18（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））
0.18（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））

0.66（B4F側壁，④，Ss-D1（++））
0.65（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

引張応力度
σＶ１＋σＶ２に対する照査値

代替淡水貯槽

常設低圧代替注水系ポンプ室
矩形

常設代替高圧電源 Ｘ方向の鉛直鉄筋装置用カルバート
Ｙ方向の鉛直鉄筋（立坑部）
緊急用海水ポンプ
ピット

0.33
0.33
- ※１
（南側壁ﾋﾟｯﾄ，④，Ss-D1（+-）） （南側壁ﾋﾟｯﾄ，④，Ss-D1（+-）） （南側壁ﾋﾟｯﾄ，④，Ss-D1（+-））
0.21
0.60
0.39
（B4F東側壁，④，Ss-D1（++）） （B4F東側壁，④，Ss-D1（++）） （B4F東側壁，④，Ss-D1（++））

引張応力度
σＶ１ ＋σＶ２に対する照査値

コンクリートの曲げ圧縮に対する照査値σc0.16（底版，④，Ss-D1（--））
0.19（底版，④，Ss-D1（--））
0.60（底版，④，Ss-D1（+-））
0.55（底版，④，Ss-D1（++））
0.65（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））
0.65（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））

0.54（下部，④，Ss-D1（--））
0.46（下部，④，Ss-D1（--））
0.97（下部，④，Ss-D1（+-））
0.88（下部，④，Ss-D1（++））
0.83（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））
0.83（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））

0.35（下部，④，Ss-D1（--））
0.26（下部，④，Ss-D1（--））
0.33（下部，④，Ss-D1（+-））
0.31（下部，④，Ss-D1（++））
0.57（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））
0.58（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））

−

−

−

0.44
（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

−

−

−

0.38
（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

−

−

−

−

−

−

0.29
（南側壁ﾋﾟｯﾄ，④，Ss-D1（+-））
0.39（B4F東側壁，④，Ss-D1（++））

Ｘ方向の鉛直鉄筋

0.73（B4F，④，Ss-D1（--））

0.21（B4F，④，Ss-D1（--））

0.93（B4F，④，Ss-D1（--））

−

−

−

0.36（B4F，④，Ss-D1（--））

Ｙ方向の鉛直鉄筋

0.69（B4F，④，Ss-D1（++））

0.18（B4F，④，Ss-D1（++））

0.86（B4F，④，Ss-D1（++））

−

−

−

0.35（B4F，④，Ss-D1（++））※１

全断面圧縮状態であり，引張力は生じていない。

13

【論点８】 立坑構造物の解析モデル変更について（９／９）（版部材の評価結果）
１１．版部材の評価
版部材の評価において全ての照査値が1.0を下回っていることを確認した。
コンクリートの曲げ圧縮に対する照査
円筒形
矩形

解析評価

ＳＡ用海水ピット取水塔
ＳＡ用海水ピット
代替淡水貯槽
常設低圧代替注水系ポンプ室
常設代替高圧電源装置用カルバート（立坑部）
緊急用海水ポンプピット

水平鉄筋の曲げ引張力に対する照査
円筒形
矩形

解析評価

ＳＡ用海水ピット取水塔
ＳＡ用海水ピット
代替淡水貯槽
常設低圧代替注水系ポンプ室
常設代替高圧電源装置用カルバート（立坑部）
緊急用海水ポンプピット

鉛直鉄筋（せん断補強筋）のせん断力に対する照査
円筒形
矩形

解析評価

ＳＡ用海水ピット取水塔
ＳＡ用海水ピット
代替淡水貯槽
常設低圧代替注水系ポンプ室
常設代替高圧電源装置用カルバート（立坑部）
緊急用海水ポンプピット

照査値
0.20
0.48
0.45
0.81
0.48
0.25

照査値
0.30
0.60
0.77
0.69
0.64
0.44

備考
底版，⑥，Ss-D1（--）
底版，③，Ss-D1（+-）
底版，④，Ss-D1（++）
B3F，④，Ss-D1（++）
B4F，④，Ss-D1（+-）
中間スラブ３，④，Ss-D1（--）

備考
底版，⑥，Ss-D1（--）
底版，③，Ss-D1（+-）
底版，④，Ss-D1（++）
B3F，④，Ss-D1（++）
B2F，④，Ss-D1（+-）
中間スラブ３，④，Ss-D1（--）

照査値

備考

0.53
0.62
0.51
0.72
0.46
0.41

底版，⑥，Ss-D1（--）
頂版，①，Ss-D1（-+）
底版，①，Ss-22
底版，①，Ss-21
底版，①，Ss-D1（--）
底版，①，Ss-D1（--）

14

【論点８】 （参考１） 立坑構造物の解析モデル変更について
矩形立坑
矩形立坑の側壁の水平鉄筋
側壁の水平鉄筋（①面内方向のせん断補強筋，②面内方向の主鉄筋，③面外方向のせん断補強筋）については，鉛直方向地震力の影響が含まれた水平２方向のそれぞれの地震
力を独立に負担する役割を持たせた①，②，③の各必要鉄筋量以上をそれぞれ配置した各部材のせん断力照査及び曲げ軸力照査の全ての照査値が許容値以下であることを確認することで，水平２方向及び鉛直方向地震力が同時に与えられた場合における地震力を負担できる設計として妥当であることを確認した。
側壁の鉛直鉄筋
側壁の鉛直鉄筋については，水平１方向及び鉛直方向地震力の影響を考慮した直交する各２次元鉛直断面モデルによる矩形立坑の時刻歴最大曲げ軸力に加え，側壁と版の結合部における局所的な曲げモーメント増分を加えたそれぞれの断面方向の曲げ軸力に対する全ての照査値が許容値以下
であることを確認することで，水平２方向及び鉛直方向地
震力が同時に与えられた場合における地震力を負担できる設計として妥当であることを確認した。

Y
X

Ｚ

Ｘ

部材

側壁

底版

頂版

照査対象鉄筋

記号

部材評価

鉛直鉄筋

━

立坑線形はり要素の鉛直断面設計(曲げ軸力)

水平鉄筋

━

せん断補強筋━

水平断面の設計（せん断力）

水平鉄筋

━

底版の設計（曲げモーメント）

せん断補強筋━底版の設計（せん断力）

立坑線形はり要素の鉛直断面設計（せん断力）
水平断面の設計（曲げ軸力）

水平鉄筋

━

頂版の設計（曲げモーメント）

せん断補強筋━頂版の設計（せん断力）

15

【論点８】 （参考２） 立坑構造物の解析モデル変更について
円筒形立坑
円筒形立坑の側壁の水平鉄筋
側壁の水平方向の鉄筋の設計は，コンクリート標準示方
書［構造性能照査編］（（社）土木学会，2002年制定）に準拠して，円筒形断面を同じ面積の矩形断面として考慮し実施する。
側壁の水平鉄筋（①面内方向のせん断補強筋，②面内方向の主鉄筋，③面外方向のせん断補強筋）については，
鉛直方向地震力の影響が含まれた水平２方向のそれぞれの地震力を独立に負担する役割を持たせた①，②，③の各必要鉄筋量以上をそれぞれ配置した各部材のせん断力照査及び曲げ軸力照査の全ての照査値が許容値以下であることを確認することで，水平２方向及び鉛直方向地震力が同時に与えられた場合における地震力を負担できる設計として妥当であることを確認した。
円筒形立坑の側壁の鉛直鉄筋
側壁の鉛直鉄筋については，水平１方向及び鉛直方向地
震力の影響を考慮した直交する各２次元鉛直断面モデル
による解析結果のうち，円筒形立坑の曲げ軸力が時刻歴最大となる時刻の曲げモーメントを直交する方向にも同時に作用させるものと保守的に仮定（曲げモーメントを√２倍）した場合の曲げ軸力に加え，側壁と版の結合部
における局所的な曲げモーメント増分を加えた曲げ軸力に対する全ての照査値が許容値以下であることを確認することで，水平２方向及び鉛直方向地震力が同時に与えられた場合における地震力を負担できる設計として妥当であることを確認した。

Y
X

Ｚ

Ｘ

部材

側壁

底版
頂版

照査対象鉄筋

記号

部材評価

鉛直鉄筋

━

立坑線形はり要素の鉛直断面設計(曲げ軸力)

水平鉄筋

━

せん断補強筋━

水平断面の設計（せん断力）

水平鉄筋

━

底版の設計（曲げモーメント）

せん断補強筋━底版の設計（せん断力）

水平鉄筋

━

頂版の設計（曲げモーメント）

せん断補強筋━頂版の設計（せん断力）

立坑線形はり要素の鉛直断面設計（せん断力）
水平断面の設計（曲げ軸力）

16

【論点８】 （参考３） 立坑構造物の解析モデル変更について（側壁の水平鉄筋の評価結果）
側壁の水平鉄筋の評価結果
側壁の水平鉄筋の照査値について，階層，地震波，地盤条件が異なる条件での最大照査値を示した結果においても，全ての照査値が許容値以下であることを確認した。
As1及びAs2の照査位置は，実配筋鉄筋量（As1+As2）と関係なく，（参考）側壁の水平鉄筋に係る照査結果表

異なる階，地震波，地盤ケースのものも含め，最大照査値を抽出したものである。

鉄筋

円筒形

X方向の水平鉄筋
ＳＡ用海水ピット Ｙ方向の水平鉄筋
取水塔
Ｘ方向に直交するせん断補強筋
Ｙ方向に直交するせん断補強筋
X方向の水平鉄筋
Ｙ方向の水平鉄筋
ＳＡ用海水ピット
Ｘ方向に直交するせん断補強筋
Ｙ方向に直交するせん断補強筋
X方向の水平鉄筋

評価結果

代替淡水貯槽

Ｙ方向の水平鉄筋

照査値

照査値（二方向入力に対し，役割に応じて各水平鉄筋が独立に負担できることを確認した照査値）（一方向入力に対し，合計水平鉄筋量での照査値）

二次元鉛直断面モデル（せん断力照査）
Ａs１

水平輪切り断面モデル（曲げ軸力照査）（せん断力照査）Ａs２
Ａs３

二次元鉛直断面モデル（せん断力照査）
Ａs１＋Ａs２

水平輪切り断面モデル（曲げ軸力照査）
Ａs１＋Ａs２0.53（上部，④，Ss-D1（--））

0.30（上部，④，Ss-D1（--））−

0.51（上部，④，Ss-D1（--））

0.02（上部，④，Ss-D1（--））

0.35（上部，④，Ss-D1（--））

0.32（上部，④，Ss-D1（--））−

0.33（上部，④，Ss-D1（--））

0.02（上部，④，Ss-D1（--））−−

0.73（下部，④，Ss-D1（--））

−

−

−

−

0.90（下部，④，Ss-D1（--））−−

0.85（下部，④，Ss-D1（+-））

0.82（上部，④，Ss-D1（+-））−

0.81（下部，④，Ss-D1（+-））

0.05（下部，④，Ss-D1（+-））

0.86（上部，④，Ss-D1（++））

0.73（上部，④，Ss-D1（++））−

0.68（上部，④，Ss-D1（++））

0.15（上部，④，Ss-D1（++））−−

0.75（下部，④，Ss-D1（+-））

−

−

−
0.82
（EL.3.0〜-6.4m，④Ss-D1（++））
0.84（EL.3.0〜-6.4m，④Ss-D1（++））−
0.82（EL.3.0〜-6.4m，④，Ss-D1（++））
0.86（EL.3.0〜-6.4m，④，Ss-D1（++））

0.68（下部，④，Ss-D1（++））−
0.38（EL.-14.2〜-18.5m，④，Ss-D1（++））
0.40（EL.-14.2〜-18.5m，④，Ss-D1（++））−
0.64（EL.3.0〜-6.4m，④，Ss-D1（++））
0.65（EL.3.0〜-6.4m，④，Ss-D1（++））

−

−

−

−

−
−
0.59
（EL.-14.2〜-18.5m，④，Ss-D1（++））
0.62（EL.-14.2〜-18.5m，④，Ss-D1（++））

Ｘ方向に直交するせん断補強筋−−

Ｙ方向に直交するせん断補強筋−−

0.84（B1.2F側壁，④，Ss-D1（++））

0.51（B1,2F側壁，④，Ss-D1（++））−

0.49（B1,2F側壁，④，Ss-D1（++））

0.31（B1,2F側壁，④，Ss-D1（++））

0.56（B3F側壁，④，Ss-D1（++））

0.83（B4F側壁，①，Ss-D1（--））−

0.32（B3F側壁，④，Ss-D1（++））

0.61（B4F側壁，①，Ss-D1（- -））−−0.62（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

−

−

−

−

0.67（B4F側壁，④，Ss-D1（+ +））−−0.71（ﾋﾟｯﾄ部，①，Ss-31（-+））

0.64（B4F，④，Ss-D1（++））−

0.35（B4FTN部，①，Ss-31（-+））

0.38（B4F，④，Ss-D1（++））

0.71（B3F，④，Ss-D1（++））

0.66（B3F，①，Ss-31（++））−

0.36（B3F，④，Ss-D1（++））

0.43（B3F，①，Ss-31（++））−−

0.94（B2F，①，Ss-31（-+））

−

−

−

−

0.88（B2F，①，Ss-31（-+））−−

0.77（B2F，④，Ss-D1（--））

0.73（B2F，①，Ss-D1（--））−

0.52（B2F，④，Ss-D1（--））

0.43（B1F，①，Ss-31（++））

0.85（B1F，④，Ss-D1（++））

0.78（B2F，①，Ss-31（++））−

0.49（B2F，④，Ss-D1（++））

0.69（B1F，①，Ss-D1（+-））−−

0.71（B1F，①，Ss-31（++））

−

−

−

−

0.80（B1F，①，Ss-D1（+-））

−

−

矩形

X方向の水平鉄筋
常設低圧代替注 Ｙ方向の水平鉄筋
水系ポンプ室
Ｘ方向に直交するせん断補強筋
Ｙ方向に直交するせん断補強筋
X方向の水平鉄筋
常設代替高圧電Ｙ方向の水平鉄筋源装置用カル
Ｘ方向に直交するせん断補強筋
バート（立坑部）
Ｙ方向に直交するせん断補強筋
X方向の水平鉄筋
緊急用海水ポン Ｙ方向の水平鉄筋
プピット
Ｘ方向に直交するせん断補強筋
Ｙ方向に直交するせん断補強筋17

【論点８】 （参考４） 立坑構造物の解析モデル変更について（側壁の鉛直鉄筋の評価結果）
側壁の鉛直鉄筋の評価結果
側壁の鉛直鉄筋の照査値について，階層，地震波，地盤条件が異なる条件での最大照査値を示した結果においても，全ての照査値が許容値以下であることを確認した。
σv1及びσv2の照査位置は，（σv1+σv2）に対する照査位置と関係なく，異なる階，地震波，地盤ケースのものも含め，最大照査
値を抽出したものである。

（参考）側壁の鉛直鉄筋に係る照査結果表
照査値
二次元鉛直断面モデ 版のｼｪﾙ解析モデル
ルあるいは梁モデル

二次元鉛直断面モデル

版のシェル解析モデルあるいは梁モデル

引張応力度σＶ１に対する照査値

引張応力度σＶ２に対する照査値

Ｘ方向の鉛直鉄筋

−

−

−

0.78
0.16
0.54
（上部，④，Ss-D1（--）） （底版，④，Ss-D1（--）） （下部，④，Ss-D1（--））

0.50（上部，④，Ss-D1（--））

Ｙ方向の鉛直鉄筋

−

−

−

0.49
0.19
0.46
（上部，④，Ss-D1（--）） （底版，④，Ss-D1（--）） （下部，④，Ss-D1（--））

0.33（上部，④，Ss-D1（--））

Ｘ方向の鉛直鉄筋

−

−

−

0.55
0.70
0.97
（下部，④，Ss-D1（+-）） （頂版，④，Ss-D1（+-）） （下部，④，Ss-D1（+-））

0.45（下部，④，Ss-D1（+-））

Ｙ方向の鉛直鉄筋

−

−

−

0.49
0.72
0.88
（下部，④，Ss-D1（++）） （頂版，④，Ss-D1（++）） （下部，④，Ss-D1（++））

0.40（下部，④，Ss-D1（++））

Ｘ方向の鉛直鉄筋−−−

Ｙ方向の鉛直鉄筋

−

−

−

0.18
（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））
0.18（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））

0.65（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））
0.65（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））

0.83（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））
0.83（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））

0.57（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））
0.58（EL-14.2〜-18.5，④，
Ss-D1（++））

0.37

0.29
（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

0.66（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

−

−

−

0.44
（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

0.36

0.29
（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

0.65（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

−

−

−

0.38
（B4F側壁，④，Ss-D1（++））

常設代替高圧電源 Ｘ方向の鉛直鉄筋 （B3F南側壁，④，Ss-D1+-）
装置用カルバート
0.39（立坑部）
Ｙ方向の鉛直鉄筋 （B4F東側壁，④，Ss-D1++）

0.09

0.33
（南側壁ﾋﾟｯﾄ部，④，Ss-D1+-）

0.33（南側壁ﾋﾟｯﾄ部，④，Ss-D1+-）

−

−

−

0.29
（南側壁ﾋﾟｯﾄ部，④，Ss-D1（+-））

0.24（B4F西側壁，④，Ss-D1++）

0.60（B4F東側壁，④，Ss-D1++）

−

−

−

0.43
（B4F西側壁, ④,Ss-D1（++））

Ｘ方向の鉛直鉄筋

0.73（B4F，④，Ss-D1（--））

0.21（B4F，④，Ss-D1（--））

0.93（B4F，④，Ss-D1（--））

−

−

−

0.36
（B4F，④，Ss-D1（--））

Ｙ方向の鉛直鉄筋

0.69（B4F，④，Ss-D1（++））

0.18（B4F，④，Ss-D1（++））

0.86（B4F，④，Ss-D1（++））

−

−

−

0.35
（B4F，④，Ss-D1（++））

鉄筋

ＳＡ用海水ピット取水塔

引張応力度
σＶ１＋σＶ２に対する照査値

円筒形

ＳＡ用海水ピット

評価結果

代替淡水貯槽

常設低圧代替注水
系ポンプ室
矩形

緊急用海水ポンプ
ピット

Ｘ方向の鉛直鉄筋 （B4F側壁，④，Ss-D1（++））
Ｙ方向の鉛直鉄筋 （B4F側壁，④，Ss-D1（++））

引張応力度σＶ１に対する照査値

引張応力度σＶ２に対する照査値

引張応力度
σＶ１ ＋σＶ２に対する照査値

コンクリートの曲げ圧縮に対する照査値σc18

【論点１９】 ＭＣＣＩ／ＦＣＩ対策に係る設計 （１／６）＜本論点の経緯＞ 万が一に排水配管側が加圧された場合に，配管及び格納容器隔離弁の損傷を防ぐため，念のため自主設備として安全弁を設ける設計としている。
＜ コ メ ン ト ⑦ ＞ １．排水配管の使用圧力の考え方について説明すること。
２．安全弁の吹出しについて想定される事象を整理し，保守性の考え方，値や意味づけも含め明示すること。

１．排水配管の使用圧力の考え方
・ PCVバウンダリの限界圧力 0.62 MPa (2Pd) 時でも，ペデスタル内の最大水位維持に影響の無いよう，安全弁の吹出し圧力を， 0.67 MPa と設定

図１ 安全弁設置位置概要図19

【論点１９】 ＭＣＣＩ／ＦＣＩ対策に係る設計 （２／６）
２．安全弁の吹出しについて(1) 安全弁の吹出し量

約

m3/h

● 安全弁から液体が吹出す場合
安全弁の吹出し量（液体）は，ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１−2005/2007 に基づき 約

m3/h と算出される。

● 安全弁から気体が吹出す場合
安全弁の吹出し量（気体）は，ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１−2005/2007 （JIS B 8210） に基づき 約

m3/h と算出される。

吹出し量の妥当性評価には，吹出し量の少ない液体の吹出し量を使用

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【論点１９】 ＭＣＣＩ／ＦＣＩ対策に係る設計 （３／６）
２．安全弁の吹出しについて(2) 安全弁の吹出し量の妥当性
下記評価により，設定した吹出し量が問題ないことを確認した。
評価条件
・ スリットが閉塞し配管内部が加熱される状態を想定
・ ペデスタル排水系の状態変化に応じた
内部流体の体積増加速度と吹出し量を比較
想定事象

図２ スリット内で蒸気が発生した状態

・ RPVの破損直後，デブリは落下しスリット内に侵入し，1m程度スリットに侵入したところで凝固停止する。
・ スリット侵入開始から凝固停止までの時間は，1秒未満である。
・ 凝固停止までの間，デブリと水との接触により発生した蒸気は，流動性のあるデブリ内を逆流する。また，
デブリと水の接触部分には水蒸気の膜が形成され，デブリは水蒸気の膜及びその下流の水を押込みながらスリット内を進む。
・ その際，短時間に水蒸気の膜を介して伝わるデブリの熱量は少なく，ペデスタル排水系内はデブリによる水頭圧差による圧力上昇が支配的。
・ この場合，全量のデブリ落下を想定しても安全弁設置レベルに対する水頭圧は 0.13 MPa であり，安全弁が動作するほどの圧力にはならない。

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【論点１９】 ＭＣＣＩ／ＦＣＩ対策に係る設計 （４／６）
２．安全弁の吹出しについて(2) 安全弁の吹出し量の妥当性 【つづき】● デブリからの入熱による蒸気発生を想定した場合の吹出し量評価
・ デブリの凝固停止（固相線温度℃）以降の状態において安全弁が動作する状態を想定。

・デブリによりスリットが閉塞した場合，スリット内の水はデブリにより加熱されることで蒸気になるとともに，発生した蒸気がデブリにより加熱されることで体積膨張する。これらにより，ペデスタル排水系の圧力が上昇することで安全弁が動作する。
・ 保守的に，デブリからすでに発生している蒸気を介してスリット内の水に移行する熱が全て蒸気への状態変化に使われる場合を仮定する。この場合，デブリとの接触部で蒸気が発生し，スリット内部に蒸気が溜まり配管内の水を押し出す。（図２参照）
m3/h よりも小さいため，ペデスタル排水・ 発生蒸気速度は約m3/h であり，安全弁の水の吹出し容量
系内で増加した体積を安全弁で吹出すことで，ペデスタル排水系内の過圧を防止することが可能である。
・圧力上昇が厳しくなるよう，デブリの全ての熱が蒸気発生のみに用いられる想定であるが，実際はデブリの熱は発生蒸気の加熱による体積膨張にも用いられるため，体積増加速度は更に遅くなり，必要吹出し量は更に少な
いと考えられる。
・ 最終的に蒸気が安全弁から吹出すことになった場合，蒸気の加熱による体積膨張によりペデスタル排水系
内は加圧されることとなるが，より厳しい上記条件の評価結果に包含される。

22

【論点１９】 ＭＣＣＩ／ＦＣＩ対策に係る設計 （５／６）
表1 デブリから蒸気への熱伝達係数の計算
項目
単位
値
備考
重力加速度（g）
9.80665m/s2
水の温度（T∞）℃
169 保守的に0.67MPa時の飽和温度として設定*１
デブリの温度（Tw）℃
デブリの固相線温度(V-1-8-1 別添2 5.3参照)*２
比体積
m3/kg
0.639 蒸気表より計算（800℃の値)*３
導粘性係数（ν）

m2/s

0.00003 蒸気表より計算

熱伝導率（λ）

W/mK

線膨張係数（β)

1/K

プラントル数（Pr）―

0.1081 蒸気表より計算
蒸気表より計算
0.000969（＝1×体積変化量／（比体積×温度変化量））
0.879 蒸気表より計算

代表長さ（x）

m

グラスホフ数（Gr）―＝gβ（Tw−T∞）x3／ν2

ヌセルト数（Nu）―＝0.046（PrGr）1/3 *４デブリから蒸気への熱伝達係数

W/m2・K＝Nuλ/x1＊1：保守的にデブリからの入熱が全て蒸気への状態変化に使われるよう，水温度を安全弁吹出し時の飽和温度と想定。
＊2：デブリが凝固停止する前は，蒸気が発生しても流動性のあるデブリ内を逆流し格納容器床ドレンサンプ側に抜けると考えられる。
＊3：蒸気の平均温度として，デブリと水の平均温度（(1724-169)/2≒800）を設定。実際は周囲のスリットへの熱移行により，さらに低いと考えられる。
＊4：伝熱工学（裳華房）密閉層内の自由対流伝熱における乱流域の平均ヌセルト数の式。
極小密閉層では対流が起こりにくいが，保守的に乱流の対流が起こるとして算出。

23

【論点１９】 ＭＣＣＩ／ＦＣＩ対策に係る設計 （６／６）
表2 デブリから蒸気への入熱量の計算
項目
単位値
デブリから蒸気へのW/m2・K
熱伝達係数（h）

備考
表1の値から有効数字1桁で切上げ

デブリの温度(Tw)℃

デブリの固相線温度（V-1-8-1 別添2 5.3参照）*１

デブリ接触面積(A3)m2

接触面積の不確かさを考慮し，スリット断面積：
高さm×幅mの10倍を想定＊２デブリから蒸気への入熱量

W (J/s)＝hA3(Tw-T∞) T∞：表1より＊1：デブリが凝固停止する前は，蒸気が発生しても流動性のあるデブリ内を逆流し格納容器床ドレンサンプ側に抜けると考えられる。
＊2：デブリの表面にはある程度凹凸が生じると考えられることから，保守的にスリット断面積の10倍と想定した。

表3 発生蒸気速度の計算
項目

単位

値

備考

比エンタルピー

J/kg

2,050,000

比体積

m3/kg

蒸気発生速度m3/h

安全弁の吹出し圧力(0.67MPa)時の飽和温度 169℃
における値 (蒸気表より）安全弁の吹出し圧力(0.67MPa)時の飽和温度 169℃
0.248
における値 (蒸気表より）＝ デブリからの入熱量（表2）×比体積×3600／
比エンタルピー*＊ ：デブリから蒸気への入熱量のすべてがすぐに水に伝わり，その熱がすべて蒸気の発生に使用されると仮定した値。

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【論点１５】 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮（１／１）＜SA時に新たに考慮する荷重＞
原子炉停止機能喪失（ATWS）時の原子炉圧力容器圧力による動荷重への影響については，設計基準事故時の逃がし安全弁（SRV）作動時の動荷重よりも大きくなる可能性があることから，設計基準事
故を超える原子炉圧力の状態においては，SRV動荷重を線形補間（1.1倍）した動荷重を考慮する。
なお，原子炉格納容器（PCV）最大圧力とSRV作動時の動荷重の組合せについては，プラント状態を踏まえ，最も厳しくなる組合せを考慮する。
＜荷重の組合せを考慮した強度評価＞
PCV及びPCV内構造物について，PCV圧力と動荷重の組合せを考慮して評価した結果，線形補間したSRV
動荷重の影響が厳しくなった部位を表1に示す。
これらの評価結果については，いずれの発生値も許容値を満足している。

評価点①
評価点②

ベント管応力評価点

表1 SRV動荷重を線形補間（1.1倍）した強度評価結果
評価対象
部位
ベント管

評価応力・ひずみ

SA時発生値

許容値

一次膜応力＋
一次曲げ応力139 MPa（評価点②）

379 MPa

圧縮ひずみ
ペデスタル
面外せん断

0.000173（評価点B）
526 N/mm（評価点A）

評価点C
評価点D
ペデスタル
ベント管

評価点B
評価点A

0.003
2992 N/mm

ペデスタル応力評価点

図1 線形補間した評価対象部位

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