本資料のうち，枠囲みの内容は，営業秘密又は防護上の観点から公開できません。

東海第二発電所 工事計画審査資料
資料番号

補足-440-1 改 8

提出年月日

平成 30 年 7 月 10 日

工事計画に係る補足説明資料
補足-440-1【竜巻への配慮が必要な施設の強度に関する説明書の全般の補足説明】

平成 30 年 7 月
日本原子力発電株式会社

1

補足説明資料目次
Ⅰ. はじめに
1．強度計算の方針に関する補足説明資料
1.1 風力係数について
1.2 強度計算時の施設の代表性について
1.3 換気空調設備の竜巻の影響を考慮する施設について
2．竜巻より防護すべき施設を内包する施設の強度計算に関する補足説明資料
2.1 鉄筋コンクリート部材の裏面剥離評価方法について
2.2 コンクリートの裏面剥離に対する設備対策の評価手法について
2.3 原子炉建屋大物搬入口扉の貫通評価について
2.4 ブローアウトパネル開口部から侵入する風に対する対応方針について
2.5 原子炉建屋外側ブローアウトパネルの飛び出し挙動について
2.6 使用済燃料乾式貯蔵建屋の使用済燃料乾式貯蔵容器冷却性能について
2.7 使用済燃料乾式貯蔵建屋壁面への車両の衝突影響について
2.8 飛来物として設定する車両の設定について
2.9 鉄筋コンクリートの衝突解析モデルにおける破断限界の設定について
2.10 原子炉建屋原子炉棟屋根スラブ変形評価の許容値の設定について
2.11 車両衝突時における使用済燃料乾式貯蔵建屋内壁ライナの挙動について
3．海水ストレーナの強度計算に関する補足説明資料
3.1 海水ストレーナの評価対象部位について
4．屋外の重大事故等対処設備の固縛装置の強度計算に関する補足説明資料
4.1 固縛装置の設計における保守性について
5．主排気筒の強度計算に関する補足説明資料
5.1 竜巻飛来物による構造欠損の想定箇所について
6．ディーゼル発電機吸気口の強度計算に関する補足説明資料
6.1 ディーゼル発電機吸気口の局部ばね定数及び局部応力の算出について
7．防護対策施設の強度計算に関する補足説明資料
7.1 シャックルの許容限界について
7.2 飛来物のオフセット衝突の影響について
7.3 金網の設計裕度の考え方
7.4 ワイヤロープの変形を考慮したネットシステムのたわみについて2

7.5 ワイヤロープの初期張力について
7.6 補助金網の影響について
8．排気管，放出管及びベント管の強度計算に関する補足説明資料
8.1 ディーゼル発電機排気管の許容応力について：今回ご説明分

3

Ⅰ. はじめに
1.

概要
本補足説明資料は，以下の説明書についての内容を補足するものである。
本補足説明資料と添付書類との関連を表－1 に示す。
・Ⅴ-3-別添 1 竜巻への配慮が必要な施設の強度に関する説明書

14

25

1.

1.3 換気空調設備の竜巻の影響を考慮する施設について

1.2 強度計算時の施設の代表性について

1.1 風力係数について

強度計算の方針に関する補足説明資料

工事計画添付書類に係わる補足説明資料（竜巻）Ⅴ-3-別添 1-1-5「換気空調設備の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-10-3「排気管，放出管及びベント管の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-9「配管及び弁の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-8「ディーゼル発電機吸気口の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-7「ディーゼル発電機用海水ストレーナの強度計算書」Ⅴ-3-別添 1-1-6「ディーゼル発電機用海水ポンプの強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-5「換気空調設備の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-3「残留熱除去系海水系ストレーナの強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-2「残留熱除去系海水系ポンプの強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-10-3「排気管、放出管およびベント管の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-10-2「消音器の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-9「配管および弁の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-8「ディーゼル発電機吸気口の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-7「ディーゼル発電機海水ストレーナの強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-6「ディーゼル発電機海水ポンプの強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-5「換気空調設備の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-4「主排気筒の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-3「残留熱除去系海水系ストレーナの強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-2「残留熱除去系海水系ポンプの強度計算書」

該当添付資料表－1 補足説明資料と添付資料との関連（1／4）

36

2.9

設定について鉄筋コンクリートの衝突解析モデルにおける破断限界の2.8 飛来物として設定する車両の設定について

2.7 使用済燃料乾式貯蔵建屋壁面への車両の衝突影響について

能について

2.6 使用済燃料乾式貯蔵建屋の使用済燃料乾式貯蔵容器冷却性て2.5 原子炉建屋外側ブローアウトパネルの飛び出し挙動につい針について

2.4 ブローアウトパネル開口部から侵入する風に対する対応方

2.3 原子炉建屋大物搬入口扉の貫通評価についてついて

2.2 コンクリートの裏面剥離に対する設備対策の評価手法に

2.1 鉄筋コンクリート部材の裏面剥離評価方法について

該当添付資料Ⅴ-3-別添 1-1-1「竜巻より防護すべき施設を内包する施設の強度計算書」

2． 竜巻より防護すべき施設を内包する施設の強度計算に関する補足説明資料

工事計画添付書類に係わる補足説明資料（竜巻）表－1 補足説明資料と添付資料との関連（2／4）

47

6.1

算出についてディーゼル発電機吸気口の局部ばね定数及び局部応力の6．ディーゼル発電機吸気口の強度計算に関する補足説明資料

5.1 竜巻飛来物による構造欠損の想定箇所について

5．主排気筒の強度計算に関する補足説明資料

4.1 固縛装置の設計における保守性について

該当添付資料Ⅴ-3-別添 1-1-7「ディーゼル発電機海水ストレーナの強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-3「残留熱除去系海水系ストレーナの強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-1「竜巻より防護すべき施設を内包する施設の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-8「ディーゼル発電機吸気口の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-1-4「主排気筒の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-3「屋外重大事故等対処設備の固縛装置の強度計算の方針」

4．屋外の重大事故等対処設備の固縛装置の強度計算に関する補足説明資料

3.1 海水ストレーナの評価対象部位について

3. 海水ストレーナの強度計算に関する補足説明資料の挙動について

2.11 車両衝突時における使用済燃料乾式貯蔵建屋内壁ライナについて

2.10 原子炉建屋原子炉棟屋根スラブ変形評価の許容値の設定

2． 竜巻より防護すべき施設を内包する施設の強度計算に関する補足説明資料（続き）

工事計画添付書類に係わる補足説明資料（竜巻）表－1 補足説明資料と添付資料との関連（3／4）

5

8について

ワイヤロープの変形を考慮したネットシステムのたわみ

8.1 ディーゼル発電機排気管の許容応力について

8．排気管，放出管及びベント管の強度計算に関する補足説明資料

7.6 補助金網の影響について

7.5 ワイヤロープの初期張力について

7.4

7.3 金網の設計裕度の考え方

7.2 飛来物のオフセット衝突の影響について

7.1 シャックルの許容限界について

7．防護対策施設の強度計算に関する補足説明資料

工事計画添付書類に係わる補足説明資料（竜巻）Ⅴ-3-別添 1-1-10-3「排気管，放出管及びベント管の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-2-1-3「架構の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-2-1-2「防護鋼板の強度計算書」

Ⅴ-3-別添 1-2-1-1「防護ネットの強度計算書」

該当添付資料表－1 補足説明資料と添付資料との関連（4／4）

2.8 飛来物として設定する車両の設定について

9

1．想定する車両の仕様
当社の管理が及ばない隣接事業所からの飛来物として設定した「車両（トラック）」については，その影響を過度な保守性を排し合理的に設定する方針のもと，フジタモデルを用いて飛散速度及び飛距離を評価している。
仮にランキン渦モデルを用いて上記の車両を解析した場合でも，飛距離が大きくなるものの飛散速度は同等であり，想定車両の衝突による被衝突物への影響の度合いについては，両モデルの間に差は認められない。
表 1 想定する車両モデル
項目

東海第二

備考

車両の3.6m×2.5m×8.6m

種々の車種の解析結果のうち，使用済燃料乾式

寸法，重量5,000kg

飛散

水平52

速度

鉛直－※

貯蔵建屋排気口への到達有無を考慮。
下記解析手法に基づく。
※：鉛直方向の有意な衝突箇所は無いと判断

飛距離約 186m

浮上高さ

約 17.5m風速場モデル

フジタモデル

初期高さ0m①初期高さ 40m

ランキン渦モデルによる飛散解析結果

初期位置からの浮上がり分現実的にも車両は地表にあると判断し設定。
上記車両の場合，飛散速度については，フジタモ

・水平速度：52m/s デルとランキン渦モデルの間に差は認められな・飛距離：325m

い。

②初期高さ 0m・水平速度：52m/s
・飛距離：290m

2．衝突解析に用いる車両モデルについて
使用済燃料乾式貯蔵建屋壁面への衝突解析には，図 1 に示すＦＥＭモデルを用いる。
本モデルは，車両は，車両剛性を衝突面の接点数で除した剛性を持つバネを，衝突面の接点ごとに配分した剛体としてモデル化した。また，建屋の柱間のスパンと車両（トラック相当）の長さが上回り，横向き時には柱で衝突荷重を支えることになるため，壁面のみで負荷を受けるよう，車両は正面衝突するモデルとした。また，衝突面の寸法については，正面衝突を想定することから，具体的な衝突想定箇所となるキャビンの寸法を踏まえ設定した。
車両モデルの諸元を表 2 に示す。

2-8-110※１：想定車両の全長（便宜的に定めるもの）

2400

箱部分
…質量及び衝突面面積を模擬

衝突面…剛性を模擬したばね2495を設置
図1 車両の解析モデル
表1 車両モデル諸元寸法※1

衝突面寸法※2

質量剛性※3(m)

(kg)

(N/m)

5000

2.94×106(m)3.6×2.5×8.6

幅 2.495
高さ 2.400※1：簡易式評価に用いた寸法※2：車両諸元のモデルとなったトラック（8tクラス）のキャビン前面寸法をもとに設
定※3：自動車の衝突安全（名古屋大学出版会）を参照し、以下のとおり算出。
588 (N/m/kg) ×5,000 (kg)＝2.94×106 (N/m)

2-8-211

3．ばね剛性の設定の影響について
柔飛来物である車両の変形能力を考慮し設定するばね要素の剛性については，トラックのキャビンの剛性の値を文献から参照できなかったため，乗用車のデータに基づく値を採用していることから，その影響について考察した。
解析に際しての事前検討として，エネルギ吸収能力が異なる大小 2 通りのばねの長さを設定し，ばねによるエネルギ吸収分の解析結果への影響を試算した結果，解析上必要な最小長さであるケース 1，及び現実的な車両の潰れ代として想定した車両前面～前輪中心（運転席）の長さであるケース 2 について，何れの場合もばねのみでは車両の運動エネルギを吸収しきれず，剛体部分が壁面に接触する結果となった。
この際，図 2 に示すとおり，車両の運動エネルギについては，剛体部分の接触後に壁面（ＲＣ＋ライナ）により吸収される分が，ばねにより吸収される分に比べ支配的であることが分かった。また，壁面のうち裏面剥離の有無を判断するライナの変形に関しては，図3 に示すとおり，ばね長さが変わってもライナに生じる運動エネルギ（速度）及びライナが吸収するエネルギは大きく変化していないことが分かった。
上記の結果を踏まえると，今回の条件の様にばね（車両の潰れ代）だけではエネルギを吸収し切れず剛体部が接触し，剛体部からのエネルギの付与が支配的になる場合においては，壁面のライナに与える変形に対して，ばねによるエネルギ吸収能力の影響は小さいと考えられる。この点を考慮すれば，仮にトラックのばね剛性が採用した文献値と差があるとしても，ばね長さを短く（＝エネルギ吸収能力を極力低く）し，剛体部の衝突の影響が支配的となる様に設定することで，ライナの評価における影響が有意とならないように出来ると判断した。
この考えに基づき，解析におけるばね長さは，解析の安定性確保の観点による最小値（ケース 1 の 260 mm）で設定した。

【Case1(L=0.260m)】【Case2(L=1.135m)】

バネが潰れ，剛体部が接触を開始

図 2 衝突時のエネルギ収支

2-8-312

【Case1(L=0.260m)】【Case2(L=1.135m)】
400
エネルギー(kJ)

350
300
250
200
150
10050000.020.04

0.06

0.08

0.1

時間(sec)

図 3 ライナへ与えられるエネルギ以上2-8-4132.9 鉄筋コンクリートの衝突解析モデルにおける破断限界の設定について

14

1．概要
東海第二発電所における鉄筋コンクリートへの設計飛来物の衝突解析においては，NEI07-13 の動的物性に関する係数及び JIS に定められる伸びの値を基にして，材料の破断限界を設定している。具体的な例について別紙 1 及び別紙 2 に示す。

2-9-115

2-9-216

2-9-3172.10 原子炉建屋原子炉棟屋根スラブ変形評価の許容値の設定について

18

1．概要
東海第二発電所における原子炉建屋原子炉棟屋根スラブ変形評価の許容値について，「各種合成構造指針」及び「RC 規準」に基づく算出過程を別紙 1 に示す。

2-10-119別紙 1１．各種合成構造指針によるスタッドの許容引張力の算出

記号定義値単位d

スタッドの（軸部の）外径19mm

D

スタッドの（頭部の）外径30.4mm

Le（有効）埋込深さ

88.6mm2842sca

スタッドの（軸部の）断面積

備考

頭部の厚さ 0.6d を長さ（100mm）から差し引いた値

mm

φ19 の棒の断面積2sσy

スタッドの規格降伏点強度

235

N/mm

σpa

スタッドの引張強度

235

N/mm2ce

強度計算用埋込深さ

88.6mm

33123

2s

Ac

コーン状破壊面の有効水平投影面積

mm

442.3

mm2Fc

コンクリートの設計基準強度

22.1

N/mm2

1.457

N/mm2

132.6

N/mm2

（コーン状破壊に対する）コンクリートの引張強度eに等しい

り。
π・

スタッド頭部の支圧面積σtσy に等しいs「合成構造設計指針」のとおA0c

SS400（建設時:SS41）ce・（ce+D）

π(D2-d2)/40.31√(Fc)
Fc・√(Ac/A0)ｆｎ

コンクリートの支圧強度

φ1低減係数1―φ2低減係数0.67―

66.7kN

φ1・sσpa・sca/1000

32.3kN

φ2・cσt・Ac/1000

58.6kNｆｎ・A0/1000

32kN

min｛Pa1, Pa2, Pa3｝

Pa1ボルトの降伏により定まる、スタッド（1 本）の許容引張力（√(Ac/A0)は 6 を上限）
短期荷重用の係数

コンクリートのコーン状破壊によ
Pa2

り定まる、スタッド（1 本）の許容引張力
コンクリートの支圧破壊により定Pa3

まる、スタッド（1 本）の許容引張力

Pa

スタッドの許容引張力

2-10-220

２．「RC 規準」による屋根スラブの許容曲げモーメント及びせん断力の算出（1/2）
記号ωd定義
常時作用する荷重による単位幅あたりの荷重値

単位3.37kN/m

評価に用いる竜巻の荷重
ωTによる単位幅（奥行方向）

・上向き荷重-10.55kN/mあたりの荷重
WT1 による単位幅あたりの・max｛ωT1, ωT2｝の絶対値の大きいもの評価に用いる竜巻の荷重
ωT1

備考-8.9kN/m

荷重・上向き荷重・-ΔP・1/1000
・上向き荷重・-q・G・C･1/1000＋(1/2)・評価に用いる竜巻の荷重

ΔP・1/1000

WT2 による単位幅あたりのωT2

荷重-10.55kN/m（設計飛来物による衝撃荷・・・代表ケースとなる。
・BOP 開放を考慮した場合（C=1.0+内部吹込 0.6=1.6,重 WM は考慮しない）

かつΔP=０）の場合の荷重-9.76 も包含する。

LMQp
T
ｆｓｆｔ

屋根スラブの支持スパン
単位幅の屋根スラブにおける発生曲げモーメント
屋根スラブにおける単位幅の発生せん断力
スタッドの配置間隔
スタッド（1 本）に生じる引張力
コンクリートの許容せん断応力度（短期）鉄筋の許容引張応力度2270mm

3kN・m/m

9kN/m

360mm

4kN

1.06

N/mm2345N/mm2

上向き凸の曲げに相当(ωT-ωd)・(L/1000)2/12(ωT-ωd)・(L/1000)/2Q･(p/1000)（D13 鉄筋 126.7mm2×単ａｔ

引張鉄筋の断面積

703.9mm2

位幅当たりの本数
1000/180 本） ←180：配筋ピッチb

部材（屋根スラブ）の幅

1,000mm

奥行方向単位幅

2-9-3

21

2．「RC 規準」による屋根スラブの許容曲げモーメント及びせん断力の算出（2/2）
記号djα

ＭａＱａ

定義
部材（屋根スラブ）の有効せい
応力中心距離許容せん断力の割り増し
係数
屋根スラブの単位幅の許容曲げモーメント
屋根スラブにおける単位幅の許容せん断力値

単位

備考

50mm

43.8mm1―

10kN・m/mａｔ・ｆｔ・j/106

46kN

b・j・α・ｆｓ/103(7/8)*d4/(M/(Q・d)+1) ただし、1≦α≦22-9-422

2.11 車両衝突時における使用済燃料乾式貯蔵建屋内壁ライナの挙動について

23

1．はじめに当社の管理が及ばない隣接事業所からの飛来物として設定した「車両（トラック）」が使用済燃料乾式貯蔵建屋に衝突し得るのは，建屋の東及び南側の壁面となるが，これらの壁に車両が衝突した場合の裏面剥離を抑止するため，壁の内表面に鋼板ライナを施工する計画としている。
ライナはあと施工アンカーボルトにより既設壁面に取り付ける設計としているが，外表面への車両の衝突によりコンクリートの変形，損傷が想定されることから，ボルト及びライナの挙動について検討した。
2．壁面へのライナの施工計画
建屋内表面へのライナの取付計画を図 1 に示す。厚さ 3.2mm の鋼板を，図に示す割付で取りつける計画としている。
アンカーボルトの呼び径は M16，
ボルト施工ピッチは鉄筋のピッチ（250mm）を考慮し 500mmとする。

図 1 ライナの割付計画(1/2)

2-11-124

＜東側 外壁面(Ａ－Ａ視)＞＜東側 内壁面(Ｂ－Ｂ視)＞＜南側壁面(Ｃ－Ｃ視)＞アンカーボルト M16
ライナ（鋼板） t3.2

＜ライナ詳細＞図 1 ライナの割付計画(2/2)
2-11-225

3．車両衝突時のライナの挙動
ライナの割り付けと車両の衝突面の関係の例を図 2 に示す。車両衝突時は，衝突中心近傍において壁のコンクリートは変形，損傷を生じ，ライナを留めるアンカーボルトもコンクリートとの付着力を喪失すると考えられるため，ライナはコンクリートの変形（押し込みによる面外への膨らみ）に合わせ変形すると考えられる。
いま，ライナが継ぎ目のない一枚板であると仮定したモデルの衝突評価では，図 3 に示
すとおり，押し込みによる壁の変位が衝突中心で 384mm になるとの解析結果が得られている。また，図 4 に示すように，ライナによるエネルギ吸収量はＲＣに比べ小さく，壁面の変形の抑制に対する寄与は大きくないと考えられるため，アンカーボルトの付着力を喪失しライナによる変形の抑止が期待できない，実際の板割りを考慮したモデルにおいても，衝突中心の変形はライナ 1 枚モデルと大きな差異は生じないと考え，400 ㎜と想定した。

車両衝突面高さ 2400
幅 2495

図 2 ライナ割付と車両の衝突状況の例

384mm

図 3 建屋壁の最大変位（ライナ 1 枚板モデルの解析結果）

2-11-326

400

6,000

350

5,000

エネルギー(kJ)

エネルギー(kJ)

7,000

ＲＣ

4,000
3,000

300

ライナ

250
200
150

2,000

100

1,000

50
0000.02

0.04

0.06

0.08

0.1

00.020.04

0.06

0.08

0.1

時間(sec)時間(sec)

図 4 ライナとＲＣによるエネルギ吸収量（ライナ 1 枚板モデルの解析結果）
上記の想定を図示したものを図 5 に示す。ここで，衝突中心においては壁の変形に伴いライナも持ち上げられ，ライナ継ぎ目の隙間が拡大する。拡大前の隙間を C，ライナ変形後の隙間の拡大幅をδとすると，車両衝突時のライナ継ぎ目の隙間の大きさ C’は，C’＝ C + 2δで表される。
ライナ変形後の隙間合計

C’

ライナ変形による隙間増加量 δh=400（壁面変形量）

θ
壁面の変形範囲 a=1200 (=2400/2)

C=10（初期隙間）

車両の衝突
図 5 車両の衝突に伴うライナの持ち上がりと隙間の増加の模式図
図 5 におけるパラメータを表 1 に示す。ここで，壁面及びライナの変形の傾斜が急であるほどδは大きくなるため，壁面の変形範囲は車両衝突面の最小寸法（2400mm）を考慮して保守的に設定した。
表 1 の条件においてライナの変形を考慮したライナ継目の隙間 C’は約 133mm となるが，仮に 1 片が C’に等しく，奥行きがコンクリートのかぶり厚(50mm)相当の剥離片が飛び出したとしても，表 2 に示すとおり，この剥離片の貫通力は小さく，図 6 に示す使用済燃料乾式貯蔵容器（最薄部mm）の機能の喪失には至らないものと判断する。

2-11-427表 1 図 5 における数値
パラメータ

値

備考

壁面変形量 h400 ㎜

ライナ初期隙間 C10mm

壁面変形範囲 a1200mm

ライナ変形長さ b1195mm

ライナ持ち上がり角 θ0.322(rad)tan-1(h/a)

隙間増加量 δ61.6(mm)b(1-cosθ)ライナ変形後の隙間合計 C’

133 (mm)C+2δ

2400/2（車両衝突面の最少寸法を考慮）
a-C/2

表 2 表 1 の結果を踏まえたコンクリート剥離片と砂利（設計飛来物）との比較
パラメータ
飛散速度
寸法
質量
BRL 式における等価直径
BRL 式による鋼板の貫通限界
厚さ値
砂利
62 (m/s)

剥離片
133 (m/s)

備考（剥離片に関するもの）
飛来物の速度に等しいと仮定

40mm×40mm×40mm

厚さ：50mm

かぶり厚さ 50mm

辺長：133mm

表 1 の値

0.18kg2.13kg

4.5cm

9.2 ㎝1mm

1.8mm

密度 2.4g/cm3
最小断面（133mm×50mm）に等しい円の直径
剛飛来物として評価

図 6 使用済燃料乾式貯蔵容器外形図
以上2-11-528