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05
提出年月日
平成28年6月22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 1

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

目

次

1. 概要············································································································ 1
2. 今回工認における施設の耐震設計上のコンクリート実強度の扱いについて ·············· 1
3. 建屋の地震応答解析におけるコンクリート物性値について ··································· 2
3.1

既工認と今回工認におけるコンクリート物性値の差異について ························ 2

3.2

既工認との差異についての考察··································································· 3

4. コンクリート実剛性を採用するにあたっての論点について ··································· 3
5. 実強度の値の妥当性・信頼性について ······························································ 35.1

実強度の値の設定方針 ··············································································· 35.2

原子炉建屋における建設時コンクリートの 91 日強度データの整理 ··················· 4

5.3

経年後のコンクリート強度に関する知見 ······················································ 55.4

原子炉建屋から直接採取したコア強度との比較 ············································· 85.5

実強度の値の設定 ···················································································· 12

6. 原子炉建屋以外の建屋への適用性について ······················································· 13
7. 実強度のばらつきに関する考え方 ··································································· 14
8. まとめ ······································································································· 15

1. 概要
柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉の補正工認（以下，今回工認という）における建屋（原子炉建屋，タービン建屋，コントロール建屋，廃棄物処理建屋）の地震応答解析
においては，建屋コンクリートの実強度を用いて算定したコンクリート実剛性を採用する予定である。本資料は，原子炉建屋を含む鉄筋コンクリート構造物の地震応答解析においてコンクリートの実剛性を用いることが，先行電力を含めた既工認での採用事例がないことを踏まえ，その妥当性・信頼性について説明するものである。
本資料では，まず，今回工認での耐震設計におけるコンクリート実強度の取り扱いについて明確にする。その上で，コンクリート実剛性の採用に関して，建屋の地震応答解析におけるコンクリート物性値について，既工認と今回工認における差異を考察し，新手法としての妥当性を確認するべき項目として，コンクリート剛性の評価にコンクリート実強度の値を用いていることが抽出されることを確認する。その後，コンクリート実強度を採用する際の論点を整理し，抽出された論点に対して，原子炉建屋を例として，既往の知見や試験等から得られたデータを通してその妥当性・信頼性について考察した上で，今回工認に用いる実剛性の値を設定する。また，原子炉建屋以外の建屋についても同様のデータ整理を行い，原子炉建屋同様のコンクリート実剛性が適用可能であることを確認する。
2. 今回工認における施設の耐震設計上のコンクリート実強度の扱いについて
今回工認の耐震設計にあたっては，既工認とは異なり，対象施設が設計前に現に存在していることから，地震時の挙動をより実応答に近い形で評価できる条件を用いて耐震設計を実施する予定である。上記条件の一つとして，原子力施設の主要構造材料であるコンク
リートの剛性の評価が挙げられる。ここでは，コンクリートの剛性の評価に用いるコンク
リート実強度に関して，今回工認における耐震設計上の取り扱いについて説明する。
今回工認においては評価条件を実応答に近づけるという観点から，動的地震荷重算定時の地震応答解析において使用する建屋剛性の評価に関して，コンクリート実強度に基づき評価される実剛性を用いる予定である。ただし，評価対象部位に発生する応力が許容値以内におさまっているか否かの応力評価の検討にあたっては，設計基準強度（330kg/cm2：
32.3N/mm2）を用いて算定される許容値を用いて検討を行う。

1

3. 建屋の地震応答解析におけるコンクリート物性値について
3.1

既工認と今回工認におけるコンクリート物性値の差異について

既工認で採用したコンクリートの物性値と今回工認で採用予定のコンクリートの物性値を比較し，論点となりうる項目を整理する。
地震応答解析に用いるコンクリートの物性値について，既工認及び今回工認での設定を
表 3-1 に示す。表 3-1 のうち，コンクリートの単位体積重量及びヤング係数の差異については，1992 年の計量法改正において，重力単位系から国際単位系に見直されたことを受け，適用規準である学会刊行物においても単位系を国際単位系へ変更したことによるものである。以上を踏まえると，既工認と今回工認におけるコンクリート物性値の主要な差異は，コンクリート剛性（ヤング係数 Ec）の評価に用いる Fc の値に，コンクリート実強度を用いていることである。
表 3-1 地震応答解析に用いるコンクリートの材料物性値の設定
材料物性値

既工認

コンクリート強度

設計基準強度Fc

330【kg/cm2】

コンクリートの単位体積重量γ23.5【t/m3】【kN/m3】Ec
せん断弾性係数

Gc
ポアソン比

ν
適用規準

5

2.1 10

実強度

2.3

1.5

ヤング係数

今回工認

2.3

Fc
200

【kg/cm2】

2

3.35 10 4

24【N/mm2】

Fc
60

1
3

Ec
21

Ec
21
0.167

0.2

日本建築学会：鉄筋コンクリート構造
計算規準・同解説（1988）

日本建築学会：原子力施設鉄筋コンク
リート構造計算規準・同解説（2005）

2

3.2

既工認との差異についての考察

既工認も含め，通常の構造設計において，地震応答解析は対象構造物の構築前に実施し，構造物の耐震安全性についての検討を完了し場合によってはその結果を設計へ反映してから，構造物の構築に着手する。従って，地震応答解析時に実際の構造物のデータを得ることは物理的に不可能である。そのため，解析で用いるコンクリート剛性の評価には，設計基準強度を用いるのが一般的である。
今回工認の場合，既工認や通常の構造設計とは異なり，対象構造物が解析実施以前に現に存在しているため，材料物性値を推定することは物理的に可能であることから，建屋挙動を実応答により近い形で評価できる条件で設計することを目的として，コンクリート剛性の評価に実強度を採用している。ただし，先行電力を含めた既工認での採用事例がない
ことから，以降でその詳細について検討し，今回工認で新手法として採用することの妥当性を確認することとする。
4. コンクリート実剛性を採用するにあたっての論点について
6 号炉及び 7 号炉の原子炉建屋及びタービン建屋，コントロール建屋，廃棄物処理建屋の地震応答解析は，多質点系曲げせん断棒モデルを用いて行う。同モデルによる地震応答解
析において，解（応答値）の精度は，構造物のせん断ばね特性の精度に大きく依存し，誤差を小さく抑えるためには，せん断ばねの復元力特性（スケルトンカーブ）をできる限り精度よくモデル化する必要がある。
今回工認では，スケルトンカーブの設定にあたり，コンクリートのせん断剛性の評価に用いるコンクリート強度に実強度の値を用いる予定だが，コンクリート実強度の値は，応答値の精度に直接影響を及ぼすことから，その設定の妥当性・信頼性については十分に確認する必要があると判断し，「コンクリート実強度の値」を論点として位置づけ，その妥当性・信頼性を検討することとした。
5. 実強度の値の妥当性・信頼性について
5.1

実強度の値の設定方針

一般に，コンクリート強度は打ち込みから 14 日くらいまで大きく強度が増進し，材齢 28
日から 90 日くらいでほぼ安定し，材齢 1 年以上の長期においては緩やかに増進する傾向にあるといわれている。従って，コンクリート実強度を推定するにあたっては，データベースとして豊富なサンプル数があることから，建設時のコンクリート打設の際にフレッシュ
コンクリートから採取したコア供試体の材齢 91 日における圧縮強度（以下，91 日強度という）をデータベースとして用いることとした。また，実際に実強度の数値を設定するにあたっては，コンクリートの長期的な強度増進効果に関する既往の知見や，実機から採取して得たコア強度との比較を通じて，総合的に判断することとした。

3

5.2

原子炉建屋における建設時コンクリートの 91 日強度データの整理

6 号炉及び 7 号炉原子炉建屋の建設時におけるコア供試体の 91 日強度試験の統計値を表
5-1 に示す。本統計値は，6 号炉及び 7 号炉原子炉建屋の各階，各部位ごとに打設の際に採取した供試体から得られており，十分な数のデータから算出されているため，建屋コンク
リートの平均的な 91 日強度を推定する統計値として妥当性・信頼性を有していると考えられる。なお，表 5-1（c）より，6 号炉及び 7 号炉原子炉建屋の打設後 91 日のコンクリート
強度は平均で 445kg/cm2 であり，その標準偏差は 30.3kg/cm2 である。
表 5-1 建設時コンクリートの 91 日強度データの統計値（a）6 号炉原子炉建屋
打設箇所

平均値
【kg/cm2】

標準偏差【kg/cm2】

最大値【kg/cm2】

最小値【kg/cm2】

中央値【kg/cm2】

データ数【個】

B3F,MB3F
B2F
B1F,MB1F

437
425
431

25.4
23.8
34.5

510
483
518

403
344
376

433
426
422

41
65
69

1F

468

16.8

490

430

473

67

2F

453

25.6

493

366

456

48

3F

439

19.8

471

358

444

74

4F,M4F,RF

465

21.4

547

428

465

82

全体

446

29.0

547

344

447

446

（b）7 号原子炉建屋
打設箇所

平均値
【kg/cm2】

標準偏差【kg/cm2】

最大値【kg/cm2】

最小値【kg/cm2】

中央値【kg/cm2】

データ数
【個】

B3F
B2F
B1F,MB1F

476
460
427

14.9
26.4
16.8

494
496
475

423
404
400

479
472
425

51
55
62

1F

460

20.0

493

403

465

59

2F

460

24.9

489

389

466

45

3F

422

20.6

477

372

426

45

4F,M4F,RF

418

28.7

473

365

422

97

全体

443

31.7

496

365

442

414

打設箇所

平均値
【kg/cm2】

標準偏差【kg/cm2】

最大値【kg/cm2】

最小値【kg/cm2】

中央値【kg/cm2】

データ数【個】

B3F,MB3F
B2F
B1F,MB1F

459
441
429

28.1
30.6
27.5

510
496
518

403
344
376

466
439
425

92
120
131

1F

464

18.7

493

403

470

126

2F

457

25.4

493

366

458

93

（c）6 号炉及び 7 号炉原子炉建屋全体

3F

432

21.5

477

358

434

119

4F,M4F,RF

440

34.8

547

365

446

179

全体

445

30.3

547

344

446

860

4

5.3

経年後のコンクリート強度に関する知見

前述の通り，一般的にはコンクリート強度は打ち込み後 90 日程度でほぼ安定し，材齢 1
年以上の長期においては緩やかに増進することが知られている。ここでは，経年によるコ
ンクリート強度の変化を考察している既往の知見について整理し，コンクリート強度の経年による影響について検討する。
6 号炉及び 7 号炉原子炉建屋の構造体コンクリートの調合に用いている材料のうち，普通
コンクリートと異なる点は，混和材としてフライアッシュを用いていることである。コン
クリートの強度発現はセメントの水和反応に伴う物性変化であるため，水とセメントの割合（水セメント比：W／C）に大きく依存する。さらに，混和材としてフライアッシュを用いた場合，ポゾラン反応によりセメントの水和生成物と類似した化合物を生成し，コンク
リートの耐久性や水密性を高めることにつながる。以上を踏まえると，コンクリートの強度発現に影響を及ぼす要因として，水セメント比及び水結合材比（水とセメント及びフライアッシュの割合：W／（C+F））が挙げられることから，本検討においては，水セメント
比及び水結合材比に着目して文献を抽出し整理を行った。コンクリート強度の経年変化に関する文献の一覧を表 5-2 に，文献の抽出フローを図 5-1 に示す。
表 5-2 コンクリート強度の経年変化に関する文献一覧
No.

文献名
（出典）

著者名

FA
有無

水セメ
ント比

水結合
材比

セメント
種類

1

コンクリートの長期物性モニタリング試験（日本建築学会技術報告集 第 13 号 9-14 2001）

尾﨑昌彦 大藤信雄
北川高史 小野香

有

47.9%

39.0%

中庸熱

岡野智久 山地功二
橋本親典 渡辺健

有

56～
66%

40～
62%

普通

安田正雪 阿部道彦
千歩修
小山智幸

有

27～
78%

27,40,
55%

普通

古賀純子

無

22,27
%

―

不明

中村則清 真野孝次
池永博威

無

25～
65%

―

普通

2
3
4
5

10 年曝露した FAⅢ種コンクリートのコア供試体の強度特性及び中性化性状（コンクリート工学年次論文集，
Vol.31，No.1，2009）
10 年屋外暴露したフライアッシュを使用したコンクリ
ートの性状（コンクリート工学年次論文集，Vol.29，No.1，
2007）
材齢 10 年以上を経過した高強度コンクリートの強度性状に関する研究【基盤】（平成 20 年度に終了した研究開発）
長期材齢における高強度コンクリートの圧縮強度と弾性係数の関係に関する研究（日本建築学会大会学術講演梗
概集，2000）

6

32 年経過した早強ポルトランドセメントコンクリート
依田彰彦 横室隆の強度・中性化（日本建築学会大会学術講演梗概集，2003）

無

57%

―

早強

7

40 年経過した高炉スラグ細骨材を用いたコンクリート
彦根俊海 尾作勇介の長期性状（日本建築学会関東支部研究報告集Ⅰ，2015） 阿部道彦

無

72%

―

高炉

8

45 年経過した混合セメントコンクリートの長期強度発現性について（コンクリート工学論文集，第 23 巻第 2号，2012）

有

58~86
%

58～
65%

高炉

植木康知 大塚勇介
平本真也 檀康弘

5

文献抽出

コンクリート強度の経年変化に関する文献の収集

No

普通ポルトランドセメン
トを用いている

YES

No

フライアッシュを用い
ている

YES

No

W/CとW/（C+F）がK6/7R/Bと同等程度のコンクリートが含まれ
る※1

YES
対象外

※1：W/C（水セメント比）は50～60%
W/(C+F)（水結合材比）は40～50%の範囲内にあるものを対象とした。

整理対象文献図 5-1 コンクリート強度の経年変化に関する文献の抽出フロー
図 5-1 のフローにより整理対象となる文献は，表 5-1 中の No.2，No.3 の文献である。表5-3 に 6 号炉及び 7 号炉原子炉建屋の構造体コンクリートと対象文献におけるコンクリートの使用材料及び水結合材比の比較を，図 5-2 に対象文献における水セメント比，水結合材比ごとの圧縮強度の経年変化を示す。図 5-2（a）～（c）より，フライアッシュを用いたコンクリートの圧縮強度の経年変化は，打設時期に関わらず 91 日以降 10 年目まで概ね緩やかに増進しており，その増加率は 91 日強度に対して約 1.2～1.4 倍程度になっていることが伺える。また図 5-2（d）より，水結合材比の過多に関わらず，程度は異なるものの長期的な強度の増進効果は表れていることが分かる。
各文献における水セメント比及び水結合材比は，6 号炉及び 7 号炉原子炉建屋の構造体コンクリートにおけるそれと類似しているため，強度発現の傾向は定性的には同一であると考えられることから，当該原子炉建屋の構造体コンクリートついても，材齢 91 日に対して強度は増進していると推察される。以上を踏まえると，既往の知見から得られた材齢 91 日
から 10 年にかけてのコンクリート強度の増加を考慮して推定される実強度（推定実強度）の値は，約 500kg/cm2 程度となる。

6

表 5-3 使用材料，水セメント比及び水結合材比の比較
使用材料

水セメント比
（％）

水結合材比
（％）

フライアッシュ

50 ～

60

40 ～

50

普通ポルトランドセメント

フライアッシュ

56 ～

66

40 ～

62

普通ポルトランドセメント

フライアッシュ27 ～78

27，40，55

セメント

混和材

普通ポルトランド
セメント

文献 No.2
文献 No.3

6 号炉
7 号炉

62.0%

62.0%（FA なし）

66.4%

51.9%

66.5%

43.0%

56.0%

56.0%（FA なし）

59.8%

48.3%

59.7%

40.7%

（a）打設時期の影響：夏期打設

62.0%

62.0%（FA なし）

66.4%

51.9%

66.5%

43.0%

56.0%

56.0%（FA なし）

59.8%

48.3%

59.7%

40.7%

（b）打設時期の影響：秋期打設

27%

27%（FA なし）

38.6%

27%

38.6%

27%

40% 40%（FA なし）
57.2% 40%

図―〇

72.7%

40%

47.0%

40%

57.1%

40%

72.6%

40%

57.1% 40%
55% 55%（FA なし）

62.0%

62.0%（FA なし）

66.4%

51.9%

78.7%

55%

66.5%

43.0%

56.0%

56.0%（FA なし）

78.7%

55%

48.3%

59.7%

40.7%

78.7%

78.7%（FA なし）

59.8%（d）水結合材比の影響（c）打設時期の影響：冬期打設

図 5-2 コンクリート圧縮強度の経年変化（文献 No.2，No.3 より抜粋，一部加筆修正※2,3,4）※2：凡例は，左：水セメント比，右：水結合材比の順に示す。
※3：上記のうち，論文中に直接記載のない値については，各単位量から算定した値を記載している。
※4：グラフ中の色付きで示す線は，K6/7 と同程度の水セメント比， 水結合比を有し，かつ，混和材にフライアッシュを使用しているコンクリートを示す。

7

5.4

原子炉建屋から直接採取したコア強度との比較

長期的な強度増進効果を考慮した推定実強度 500kg/cm2 について，実機から直接採取して得られる強度と比較して数値に大きな差異がないかを検討した。図 5-3 に 6 号炉及び 7号炉原子炉建屋の経年後（約 10 年）のコア強度と，強度増進を考慮して得られる推定実強度との比較を示す。また，各建屋におけるコアの採取位置及び試験実施日を表 5-4 に示す。
図 5-3 より，長期的な強度増進効果を考慮した推定実強度の値は，サンプル数が少ないという問題はあるものの，経年後のコア強度の平均値と概ね同等であることを確認した。

70

圧縮強度【N/mm2】

60
50
40
30
20
10
0
コア強度（6号機）

コア強度（7号機）

コア強度の平均値

推定実強度値

図 5-3 コア強度との比較

8

表 5-4 コア採取位置（a）6 号原子炉建屋
採取
位置

上：1 階

下：2 階

試験日
H18.6

：コア採取位置試験日
H18.6：コア採取位置9

（b）7 号原子炉建屋
採取
位置

上：1 階 下：2 階

試験日
H19.7

：コア採取位置試験日
H19.7：コア採取位置10

（c）7 号原子炉建屋
採取
位置

上：B1 階 下：3 階

試験日
H21.1

：コア採取位置試験日
H21.1：コア採取位置11

（d）7 号原子炉建屋
採取
位置

4階

試験日
H21.1

：コア採取位置5.5

実強度の値の設定

6 号炉及び 7 号炉原子炉建屋については，建設後約 20 年経過しており，経年後のコンク
リート強度に関する既往の知見や実機から直接採取したコア強度の値を鑑みても，建設時コンクリートの 91 日強度に対してある程度強度増進していることが推察される。一方で，強度増進効果を考慮する際に必要となる増加率の値に関しては，既往の文献において詳細な考察はなされておらず，コンクリートの養生場所や温度等の環境条件により変動することが考えられる。また，実機から直接採取したコア強度の値については，現状ではサンプ
ル数が少ないため，妥当性・信頼性に欠ける。
以上を踏まえ，今回工認で用いるコンクリート実強度の値については，経年によるコン
クリート強度の増進効果を無視することとし，妥当性・信頼性の観点からサンプルの数と種類が豊富な 91 日強度を基に設定することとした。
表 5-1 より，6 号炉及び 7 号炉原子炉建屋の 91 日強度の平均値はそれぞれ，446kg/cm2，
443kg/cm2 であり，両建屋のデータをまとめて処理した場合の平均値は 445kg/cm2 である
ことから，今回工認で採用するコンクリート実強度の値としては，保守的に評価して有効
数字 3 桁を切り下げ，440kg/cm2（43.1N/mm2）という値を用いることとした。また，ばらつきについては，標準偏差の平均値を参考に 30kg/cm2（2.94N/mm2）とした。
12

6. 原子炉建屋以外の建屋への適用性について
今回工認においては，6 号炉及び 7 号炉原子炉建屋に加えて，同タービン建屋，コントロ
ール建屋，廃棄物処理建屋についても，地震応答解析においてコンクリート実剛性を採用する予定である。ここでは，原子炉建屋について設定した実強度の値が，原子炉建屋以外の建屋についても適用可能であるかを検討する。
表 6-1 に、原子炉建屋及び原子炉建屋以外の建屋のコンクリートの使用材料、水セメント
比及び水結合材比を示す。原子炉建屋以外の建屋については、原子炉建屋と同じ設計基準
強度でほぼ同時期に同じ発電所構内に建設されており，コンクリートの調合も概ね同等であることや建屋の経年環境もほぼ同等であることを踏まえると，材齢 91 日からの強度の増進については原子炉建屋と同程度の効果が期待できると考えられる。
各建屋の 91 日強度データの整理結果を表 6-2 に示す。表 6-2 より，どの建屋においても91 日強度の平均値は原子炉建屋で設定した実強度の値（440kg/cm2）と同程度であり，建設時期や経年環境が同等であることを踏まえると，原子炉建屋で設定した実強度の値を用いることは妥当であると考えられる。なお，標準偏差についても，全ての建屋において原
子炉建屋のそれとほぼ同等になっていることが確認できる。
表 6-1 各建屋の使用材料，水セメント比及び水結合材比
使用材料
セメント
混和材

建屋

水セメント比
【％】

水結合材比
【％】

50～60

40～50

6 号炉原子炉建屋
7 号炉原子炉建屋
6 号炉タービン建屋
7 号炉タービン建屋

普通ポルトランドセメント

フライアッシュコントロール建屋
廃棄物処理建屋
表 6-2 原子炉建屋以外の建屋における 91 日強度データの統計値

建屋

平均値【kg/cm2】

標準偏差【kg/cm2】

データ数【個】

6 号炉タービン建屋

455

28.6

531

7 号炉タービン建屋

447

30.2

402

コントロール建屋

443

32.0

127

廃棄物処理建屋

450

31.0

245

（参考）6 号炉原子炉建屋

446

29.0

446

（参考）7 号炉原子炉建屋

443

31.7

414

13

7. 実強度のばらつきに関する考え方
今回工認では，建屋の地震応答解析におけるコンクリート剛性の評価にコンクリート実強度を採用する予定である。地震応答解析に用いる材料定数は，材料のばらつきによる変動幅を適切に考慮する必要があることから，ここでは，コンクリート実強度の値のばらつきについて検討する。
コンクリート剛性の不確かさの検討における先行電力との考え方の比較を表 7-1 に示す。
先行電力では，一般的にコンクリート強度は設計基準強度を上回るよう設計されていることから，不確かさとしては実強度を考慮することとしている。一方，今回工認においては，
基本ケースとして実強度を用いており，その数値は概ね建設時コンクリートの 91 日強度の平均値と同等となっている。不確かさの検討にあたっては，データベースである 91 日強度の分布を考慮し，平均値に対して±1σ※5 を考慮することとした。さらに保守的な評価として，実強度値のマイナス側については、91 日強度の値として 95%信頼区間の下限値に相当する値（平均値－2σ※5）を、プラス側については、実機のコア強度の平均値である 568kg/cm2（55.7N/mm2）を設計上考慮し，地震応答解析における保守性を確保することとした。
※5：σ＝30kg/cm2 とする。

表 7-1 地震応答解析モデルにおけるコンクリート強度の不確かさ検討の考え方
地震応答解析モデル

先行電力

基本ケース

設計基準強度

不確かさケース

実強度

14

今回工認
実強度
440kg/cm2（43.1N/mm2）
・ばらつき：±1σ
470kg/cm2，410kg/cm2（46.1N/mm2，40.2N/mm2）
・保守性
プ ラ ス側：568kg/cm2（55.7N/mm2）
マイナス側：380kg/cm2（37.3N/mm2）

8. まとめ
今回工認における建屋の地震応答解析に用いるコンクリート物性値について，既工認と今回工認での設定の差異を整理した。その際，地震応答解析の解（応答値）の精度に直接影響を及ぼすコンクリート実強度の値を論点として抽出した。その上で，コンクリート実強度の設定の考え方や用いたデータベースについて整理し，既往の知見やデータと比較した結果，設定した実強度の値が妥当性・信頼性を有していることを確認した。
設定したコンクリ―トの各物性値を表 8-1 に示す。
表 8-1 設定したコンクリート物性値
440kg/cm2
コンクリート実強度（43.1N/mm2）
ヤング係数
2.88×104N/mm2
1.20×104N/mm2

せん断弾性係数＜参考文献＞［1］日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の耐震性能評価指針（案）・同解説，2006［2］日本建築学会：構造体コンクリートの品質に関する研究の動向と問題点，2008［3］岡野 他：10 年曝露した FAⅢ種コンクリートのコア供試体の強度特性及び中性化性状，コンクリート工学年次論文集，Vol.31,No.1,2009［4］安田 他：10 年屋外暴露したフライアッシュを使用したコンクリートの性状，コンク
リート工学年次論文集，Vol.29,No.1,2007

15

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

目次
1. 概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・1
2. 補助壁の選定・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・2
2.1

補助壁の選定方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・2

2.2

補助壁の選定結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・4

3. 地震応答解析で用いるスケルトンカーブへの補助壁の反映方針・・・・・・・・・・・6
3.1

せん断スケルトンカーブ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・6

3.2

曲げスケルトンカーブ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・7

4. 設計手法としての妥当性・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・8
5. まとめ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・8
添付資料-1 補助壁の選定結果（6 号炉原子炉建屋）
添付資料-2 補助壁の選定結果（7 号炉原子炉建屋）
添付資料-3 せん断スケルトンカーブにおける耐震壁と補助壁の合算方法

1. 概要
柏崎刈羽原子力発電所 6/7 号炉の補正工認（以下、「今回工認」という）においては，地震応答解析モデルで考慮する建屋剛性に，設計時には耐震要素として考慮できなかったが，実際には耐震壁として考慮可能であると考えられる壁を補助壁として，その分の剛性を考慮する予定である。
本資料は，柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉の既工認（以下，「既工認」という）で考慮した耐震壁と今回工認で新たに考慮する補助壁の扱いの差異及び耐震性評価における考え方について整理し，その上で耐震要素として補助壁を考慮することの設計手法としての妥当性を判断する。
2. 補助壁の選定
2.1

補助壁の選定方針

既設建屋の地震応答解析の実施にあたっては，より実現象に近い応答を模擬するという観点から，設計時には考慮されていなかったが実際は耐震要素として考慮可能な壁を補助壁として位置づけ，地震応答解析モデルに取り込むこととした。
補助壁の選定基準の設定にあたっては，先行審査を含む既工認で適用実績のある規準である，日本建築学会：「原子力施設鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説（2005）」（以下，
RC-N 規準という）を参考にした。RC-N 規準 19 条「耐震壁の断面算定」には，耐震壁の壁厚，せん断補強筋比等に関する規定として「算定外の規定」が示されており，今回工認の補助壁の選定条件を設定するにあたり，「算定外の規定」の記載を踏まえ，表 2-1 に示す選定条件を設定することとした。 表 2-1 を踏まえた具体的な選定プロセスを，図 2-1 にフロー図として示す。

1

表 2-1 補助壁の選定条件
RC-N 規準項目
壁厚・内法高さ
せん断補強筋比

補助壁の選定条件（算定外の規定）【参考】耐震壁の選定条件（既工認）・壁の厚さは 200mm 以上，かつ壁の内法高 ・壁の厚さは 300mm 以上，かつ壁の内法高さの 1/30 以上

同左

さの 1/30 以上

・壁のせん断補強筋比は，直交する各方向

同左

に関し，それぞれ 0.25%以上

・壁のせん断補強筋比は，直交する各方
向に関し，それぞれ 0.6%以上

・複筋配置
壁筋

・D13 以上の異形鉄筋を用い，壁の見付面

同左

同左

に関する間隔は 300mm 以下
・下階まで壁が連続している，もしくは床その他条件

スラブを介して壁に生じるせん断力を下
階の耐震壁に伝達できる壁・フレーム構面外でも上記を満たす壁

2

・基礎スラブから連続して立ち上がっている壁・フレーム構面内（柱，梁間）の壁

構造設計図（竣工図書）を用いて,既工認で考慮した耐震要素を確認し，色塗りする（補助壁の選定対象から除外）

耐震壁以外の壁から,壁厚が 300mm以上の壁をピックアップする

構造設計図（竣工図書）の壁断面リストを確認し,壁厚 300mm以上の壁が, D13 以上の異形鉄筋が鉄筋間隔 300mm 以下で複筋配置されていることを確認

No

コーナー部やＲＣＣＶと取合う
斜めに取付く壁ではないか

YES
No

上下の基準階間に渡って存在する壁か（基準階間の途中までで途切れていないか）

YES
No
せん断補強筋比が 0.25%以上かYES
No
壁厚は壁の内法高さの 1/30 以上か

YES
対象外

補助壁として選定

図 2-1 補助壁の選定プロセス3

2.2 補助壁の選定結果
表 2-1 で示した考え方に基づき，耐震要素として考慮する補助壁の選定を実施した。
新たに補助壁として剛性を考慮した壁の断面積と耐震壁として従来より考慮していた分の断面積について整理した結果を，6 号炉原子炉建屋を表 2-2 に，7 号炉原子炉建屋を表 2-3示す。
（耐震壁＋補助壁）/耐震壁の比率は約 1.1～1.7 程度であり，数字が大きくなっている部分は燃料プールや蒸気乾燥器・気水分離器ピットの壁を補助壁として算定したことに起因している。考慮した補助壁の範囲(概要図)については添付資料-1 及び添付資料-2 に示す。
表 2-2 補助壁の評価結果（6 号炉原子炉建屋）※1

T.M.S.L.
(m)

耐震壁
階

49.7

屋上階

38.2

ｸﾚｰﾝ階

31.7
23.5
18.1
12.3
4.8

補助壁

耐震壁＋補助壁

NS 方向

EW 方向

NS 方向

EW 方向

NS 方向

EW 方向

m2

m2

m2

m2

m2

m2

41.0

54.7

0.0

0.0

41.0

82.4

122.6

0.0

0.0

231.3

273.2

70.7

213.6

209.4

220.3

比率
（今回工認/既工認）
NS 方向

EW 方向

54.7

1.00

1.00

82.4

122.6

1.00

1.00

137.3

302.0

410.5

1.31

1.50

22.1

146.4

235.7

355.8

1.10

1.70

231.7

86.2

85.0

306.5

316.7

1.39

1.37

260.8

274.7

52.4

40.9

313.2

315.6

1.20

1.15

280.8

288.2

40.5

106.6

321.3

394.8

1.14

1.37

336.3

340.1

64.9

78.7

401.2

418.8

1.19

1.23

4階

3階

2階

1階

地下 1 階-1.7

地下 2 階-8.2

地下 3 階※1：表に示した数値は暫定値であり，今後の審査における議論を踏まえ適宜見直す。

4

表 2-3 補助壁の評価結果（７号炉原子炉建屋）※2

T.M.S.L.
(m)

耐震壁
階

49.7

屋上階

38.2

ｸﾚｰﾝ階

31.7
23.5
18.1
12.3
4.8

補助壁

耐震壁＋補助壁

NS 方向

EW 方向

NS 方向

EW 方向

NS 方向

EW 方向

m2

m2

m2

m2

m2

m2

41.0

54.7

0.0

0.0

41.0

83.0

122.9

0.0

0.0

231.8

267.7

75.7

214.5

207.3

215.8

比率
（今回工認/既工認）
NS 方向

EW 方向

54.7

1.00

1.00

83.0

122.9

1.00

1.00

124.0

307.5

391.7

1.33

1.46

31.0

147.3

245.5

354.6

1.14

1.71

228.9

71.2

145.2

287.0

374.1

1.33

1.63

261.9

275.8

57.7

55.7

319.6

331.5

1.22

1.20

281.9

288.2

34.1

103.3

315.7

391.5

1.12

1.36

337.2

343.6

72.7

80.3

409.9

423.9

1.22

1.23

4階

3階

2階

1階

地下 1 階-1.7

地下 2 階-8.2

地下 3 階※2：表に示した数値は暫定値であり，今後の審査における議論を踏まえ適宜見直す。

5

3. 地震応答解析で用いるスケルトンカーブへの補助壁の反映方針
地震応答解析で用いるスケルトンカーブへの補助壁の反映方針を以下で説明する。
3.1 せん断スケルトンカーブ
鉄筋コンクリート造耐震壁のせん断スケルトンカーブは，JEAG4601-1991 追補版の評
価法を基本とするが，補助壁については，JEAG4601-1991 追補版で評価される第 1 折れ
点で降伏する，完全弾塑性型のスケルトンカーブとして評価する方針とする。終局点を与えるせん断ひずみについては JEAG4601-1991 追補版の記載による値を採用する方針としている。耐震壁及び補助壁のせん断に関するスケルトンカーブの概念図を図 3-1 に示す。
補助壁のせん断スケルトンカーブを完全弾塑性型とした理由は，以下の点を踏まえた上で，保守的な評価とするためである。
・JEAG4601-1991 追補版におけるせん断スケルトンカーブの終局点の評価法は BOX 壁，
円筒壁，I 型壁の実験結果に基づいており，直交壁が存在しない壁の場合は，直交する壁の効果を見込まないような終局点の評価方法を適用する必要があると考えられるが，補助壁については，直交壁が存在しない場合も多いことから，JEAG4601-1991 追補版の終局点の評価法を採用すると過剰にせん断応力の負担を期待するようなスケルトンカーブとなる場合があること。
・補助壁の鉄筋比は耐震壁と比べて小さい場合が多く，鉄筋によるせん断力の負担が生じる第一折れ点以降のせん断応力の負担については補助壁分の寄与が小さいと考えられることから，第一折れ点まで補助壁の効果を考慮することにより，補助壁による効果を踏
まえた応答性状になると考えられること。

また，実際の地震応答解析は，複数の耐震壁と補助壁のスケルトンカーブを軸毎に集約した合算後のスケルトンカーブを用いて解析を実施している。スケルトンカーブの集約方法の詳細を添付資料-3 に示す

終局点

JEAG4601-1991 追補版

せん断応力

せん断応力

JEAG4601-1991 追補版

せん断ひずみ4×10-3

終局点

せん断ひずみ(a) 耐震壁(b) 補助壁

図 3-1 せん断に関するスケルトンカーブの概念図

64×10-3

3.2 曲げスケルトンカーブ
鉄筋コンクリート造耐震壁の曲げスケルトンカーブは，せん断スケルトンカーブと同様に JEAG4601-1991 追補版の評価法を基本とするが，補助壁については，その影響を無視する方針である。
曲げスケルトンカーブの算定時に補助壁の影響を無視することとしたのは，以下の点を踏まえた上で，保守的な評価とするためである。
・補助壁として新たに考慮した壁のうち，燃料プール，蒸気乾燥器・気水分離器ピットの壁については， EW 方向の解析モデルの曲げ剛性への影響は大きいと考えられるため，
建屋質点系モデルにおける建屋質点間を繋ぐ回転ばねとして既工認時より考慮済みであること(図 3-2 参照)。
・その他の補助壁については，既工認で耐震壁として考慮した外壁部やフレーム部を構成するような大スパンの連続的な壁ではなく，短スパンの壁であり，建屋全体の曲げ剛性に与える影響は小さいと判断されることから，その影響を無視しても応答性状に与える影響は小さいと考えられること。

K1

K3

1

T.M.S.L.
(m)
49.7

2

38.2

3

31.7

11

4

23.5

12

5

18.1

13

6

12.3

14

7

4.8

15

8

-1.7

16

-8.2

9

-13.7

10

K2

燃料プール，蒸気乾燥器・気水
分離器ピットの曲げ剛性を考慮するためのばね（既工認時よ
り考慮）

Kθ

K4
K6

K5
K8
K7

K9

K10

図 3-2 今回工認で採用予定の原子炉建屋の地震応答解析モデル（EW 方向）

7

4. 設計手法としての妥当性
今回工認で新たに耐震要素として考慮する補助壁は，RC-N 規準における耐震壁の規定を踏まえて設定した選定基準に基づき選定されていることから，耐震要素として十分に考慮可能であると考えられる。
また，地震応答解析で用いる解析モデルへの反映方針としては，JEAG4601-1991 追補版におけるスケルトン評価法のベースとなった実験の内容や耐震壁と補助壁の違い（鉄筋比，直交壁の有無）を踏まえ，補助壁のせん断スケルトンカーブとしては第１折れ点で降伏する完全弾塑性型とし，曲げスケルトンとしては補助壁の剛性を無視する保守的な設定としている。
以上のことから，補助壁を耐震要素として新たに考慮することは，設計手法として妥当であると判断した。
5. まとめ
今回工認では，より実現象に近い応答を模擬するという観点から新たに耐震要素として取り入れる補助壁について，選定の考え方と選定結果について整理した。また，耐震評価の考え方についても整理した。その上で今回工認において耐震要素として，補助壁を考慮することが設計手法として妥当であると判断した。

8

添付資料-1 補助壁の選定結果（６号炉原子炉建屋）
６号炉原子炉建屋の地震応答解析時に耐震壁及び補助壁として剛性を評価する範囲（概要図）を以下に示す。

PN

ＮＳ方向

ＥＷ方向

B3F(T.M.S.L.-8.2m～T.M.S.L.-1.7m)

PN

ＮＳ方向

ＥＷ方向

B2F(T.M.S.L.-1.7m～T.M.S.L.+4.8m)：耐震壁として剛性を評価する範囲（既工認と同じ）：補助壁として剛性を評価する範囲

添図 1-1 耐震壁と補助壁の考慮範囲

添 1-1

PN

ＮＳ方向

ＥＷ方向

B1F(T.M.S.L.+4.8m～T.M.S.L.+12.3m)

PN

ＮＳ方向

ＥＷ方向

1F(T.M.S.L. +12.3m～T.M.S.L.+ 18.1m)：耐震壁として剛性を評価する範囲（既工認と同じ）：補助壁として剛性を評価する範囲

添図 1-2 耐震壁と補助壁の考慮範囲

添 1-2

PN

ＮＳ方向

ＥＷ方向

2F(T.M.S.L.+18.1m～T.M.S.L.+23.5m)

PN

ＮＳ方向

ＥＷ方向

3F(T.M.S.L. +23.5m～T.M.S.L.+31.7m)：耐震壁として剛性を評価する範囲（既工認と同じ）：補助壁として剛性を評価する範囲

添図 1-3 耐震壁と補助壁の考慮範囲

添 1-3

PN

補助壁該当なし

ＮＳ方向

ＥＷ方向
4F(T.M.S.L.+31.7m～T.M.S.L. +38.2m)

PN

補助壁該当なし

ＮＳ方向

ＥＷ方向

CRF(T.M.S.L. +38.2m～T.M.S.L.+49.7m)：耐震壁として剛性を評価する範囲（既工認と同じ）

添図 1-4 耐震壁と補助壁の考慮範囲

添 1-4

添付資料-2 補助壁の選定結果（７号炉原子炉建屋）
７号炉原子炉建屋の地震応答解析時に耐震壁及び補助壁として剛性を評価する範囲（概要図）を以下に示す。

PN

ＮＳ方向

ＥＷ方向

B3F(T.M.S. L.- 8.2m～T.M.S.L.-1.7m)

PN

ＮＳ方向

ＥＷ方向

B2F(T.M.S.L. -1.7 m～T.M.S.L.+4.8m)：耐震壁として剛性を評価する範囲（既工認と同じ）：補助壁として剛性を評価する範囲

添図 2-1 耐震壁と補助壁の考慮範囲
添 2-1

PN

ＮＳ方向

ＥＷ方向

B1F(T.M.S.L.+4.8m～T.M.S.L.+12.3m)

PN

ＮＳ方向

ＥＷ方向

1F(T.M.S.L. +12.3m～T.M.S.L.+ 18.1m)：耐震壁として剛性を評価する範囲（既工認と同じ）：補助壁として剛性を評価する範囲

添図 2-2 耐震壁と補助壁の考慮範囲

添 2-2

PN

ＮＳ方向

ＥＷ方向

2F(T. M.S.L.+18.1m～T.M.S.L.+23.5m)

PN

ＮＳ方向

ＥＷ方向

3F(T.M.S.L. +23.5m～T.M.S.L.+31.7m)：耐震壁として剛性を評価する範囲（既工認と同じ）：補助壁として剛性を評価する範囲

添図 2-3 耐震壁と補助壁の考慮範囲

添 2-3

PN

補助壁該当なし

ＮＳ方向

ＥＷ方向

4F(T.M.S.L.+31.7m～T.M.S.L. +38.2m)

PN

補助壁該当なし

ＮＳ方向

ＥＷ方向

CRF(T.M.S.L. +38.2m～T.M.S.L.+49.7m)：耐震壁として剛性を評価する範囲（既工認と同じ）

添図 2-4 耐震壁と補助壁の考慮範囲
添 2-4

添付資料-3 せん断スケルトンカーブにおける耐震壁と補助壁の合算方法
原子炉建屋の地震応答解析モデルにおけるせん断スケルトンカーブは、耐震壁と補助壁を合算評価して設定している。耐震壁と補助壁を評価する場合のスケルトンカーブの算定
フローを添図 3-1 に示す。
算定フローに基づき算定した結果として、7 号炉原子炉建屋の NS 方向 B3F（最下階）の外壁軸における計算例を添表 3-1 に示す。
また，算定フローに基づき設定した地震応答解析モデルに用いるせん断スケルトンカー
ブについて，7 号炉原子炉建屋の NS 方向を例として、添図 3-2～9 に示す。

添 3-1

Q(t）
① 耐震壁のスケルトンの算定
耐震壁については、せん断スケルトンカーブ
を JEAG4601-1991 追補版の評価法に従い算定する。
ここで、コンクリート強度は、実強度（440kg/cm2）とする。
複数壁の合算方法は以下とする。
Q 1’ ：各壁 q1’の和
γ1’ ：Q1’／G･(耐震壁 As の和)Q2’ ：各壁 q2’の和
γ2 ：各壁γ2 の最小値
Q3’ ：各壁 q3’の和
γ3 ：4.0×10-3
ここで、qi’：個々の耐震壁のせん断力
G：せん断弾性係数② 補助壁のスケルトンの算定

耐震壁合算
Q3'

Q2 '
Q1'

0

γ1' γ21

2

3
4γ（×10-3）Q(t）補助壁については、JEAG4601-1991 追補版
で評価される第１折点まで耐力を有すると仮定
して、完全弾塑性型のスケルトンカーブとする。
複数壁の合算方法は以下とする。
Q 1’’ ：各壁 q1’’の和（Q2’’,Q3’’も同じ）
γ1’’ ：Q1’’／G･(補助壁 As の和)
ここで、qi’’：個々の補助壁のせん断力

補助壁合算

Q1''

0 γ1''③

地震応答解析モデルのためのスケルトンの設定（１軸への集約方法）①耐震壁と②補助壁を合算して、1 軸に集約したスケルトンカーブを設定する。
合算方法は以下とする。
Q 1 ：耐震壁 Q 1’と補助壁 Q 1’’の和
γ1 ：Q1／G･(耐震壁 As＋補助壁 As の和)Q2 ：耐震壁 Q2’と補助壁 Q2’’の和
γ2 ：耐震壁γ2 の最小値
Q3 ：耐震壁 Q3’と補助壁 Q3’’’の和
γ3 ：4.0×10-3

1

2

3
4
γ（×10-3）Q(t）③耐震壁と補助壁の合算
Q3Q2①耐震壁合算QQ1' 1②補助壁合算Q1''
0 γ1 γ21④

地震応答解析モデルのためのスケルトンの設定（Q－γ曲線からτ－γ曲線へ変換、SI 単位系に換算）③で得られた Q－γ曲線をτ－γ曲線に変換する。
変換方法は以下とする。
τ1 ： Q 1／(耐震壁 As＋補助壁 As の和)τ2 ： Q 2／(耐震壁 As＋補助壁 As の和)τ3 ： Q 3／(耐震壁 As＋補助壁 As の和)

34γ（×10-3）2

3
4
γ（×10-3）

τ（N/mm2）
8
7
6
5
4
3
2
1
0
0

添図 3-1 スケルトンカーブの算定フロー

添 3-2

2

1

添表 3-1 せん断スケルトンカーブ算定例（原子炉建屋 NS 方向，地下３階 外壁軸）①

耐震壁のスケルトンの算定結果
JEAG 第１折点

T.M.S.L.

通り

耐震壁As

τ1

RA

(m2)
96.2

(kg/cm2)
28.09

RG

96.2

28.34

部位

耐震壁As

(m)
-8.2～-1.7

ｑ1'
(t)

JEAG
γ1

τ2

27023

(×10-3)0.230(kg/cm2)
37.92

27262

0.232

38.26

第２折点
ｑ2'
(t)

JEAG 終局点
ｑ3'
(t)

γ2

τ3

36480

(×10-3)0.691(kg/cm2)
79.55

76523

(×10-3)
4.000

γ3

36804

0.697

79.76

76730

4.000

Q2'
(t)

γ2

耐震壁の合算T.M.S.L.
(m)-8.2～-1.7

Q 1'
(t)

2

耐震壁

(m )
192.4

54285

γ1
-3

(×10 )
0.231

73284

Q3'
(t)

-3

(×10 )
0.691

153253γ3(×10-3)4.000

注 ： G = 1.22×105 kg/cm2②

補助壁のスケルトンの算定結果
JEAG 第１折点

T.M.S.L.

壁NO

補助壁As
2

2

γ1

1

A(m )
3.50

(kg/cm )
22.27

779

(×10-3)
0.183

2

6.93

22.27

1543

0.183

3

4.83

22.27

1076

0.183

4

1.65

22.27

367

0.183

5

3.06

22.27

681

0.183

6

3.06

22.27

681

0.183

7

5.04

22.27

1122

0.183

8

3.06

22.27

681

0.183

部位

補助壁As

補助壁

(m2)
31.13

(m)

-8.2～-1.7

q1''
(t)

τ1

補助壁の合算T.M.S.L.
(m)-8.2～-1.7

Q1''
(t)
6933

γ1
(×10-3)0.183

注 ： G = 1.22×105 kg/cm2③地震応答解析モデルのためのスケルトンの設定結果（１軸への集約）
第１折点

T.M.S.L.

部位

∑As

外壁軸

(m2)
223.53(m)-8.2～-1.7

*1

④

Q1 *1
(t)
61218

第２折点
Q2 *1
(t)

γ1
(×10-3)
0.224

80217

第３折点
Q3 *1
(t)

γ2
(×10-3)0.691

160186γ3(×10-3)4.000： ①耐震壁と②補助壁の和

地震応答解析モデルのためのスケルトンの設定結果（Q－γ曲線からτ－γ曲線へ変換）
第１折点

T.M.S.L.

第３折点

∑As

τ1 *1

γ1

τ2 *1

γ2

τ3 *1

γ3

外壁軸

(m2)
223.53(kg/cm2)
27.39(×10-3)0.224(kg/cm2)
35.89(×10-3)0.691(kg/cm2)
71.66(×10-3)4.000(m)-8.2～-1.7

第２折点

部位

(2.686)*1： τi = Qi ／∑As、(3.519)（）内は、N/mm2（SI単位換算値を示す）

添 3-3(7.028)（NS 方向）τ（N/mm2）
8

7

6

5

4

3

2

1

0
0

1

2

3

4
γ（×10-3）[外壁]
添図 3-2 せん断スケルトンカーブ（NS 方向，CRF）

τ（N/mm2）
8

7

6

5

4

3

2

1

0
0

1

2

3

4
γ（×10-3）[外壁]
添図 3-3 せん断スケルトンカーブ（NS 方向，4F）

添 3-4τ（N/mm2）8

τ（N/mm2）
8

7

7

6

6

5

5

4

4

3

3

2

2

1

1

0

0
0

1

2

3

4

0

1

2

3

γ（×10-3）4γ（×10-3）[外壁][RCCV]

添図 3-4 せん断スケルトンカーブ（NS 方向，3F）

τ（N/mm2）
8

τ（N/mm2）
8

7

7

6

6

5

5

4

4

3

3

2

2

1

1

0

0
0

1

2

3

4

0

1

2

γ（×10-3）[外壁]

4
γ（×10-3）[RCCV]

添図 3-5 せん断スケルトンカーブ（NS 方向，2F）

添 3-5

3

τ（N/mm2）8

τ（N/mm2）
8

7

7

6

6

5

5

4

4

3

3

2

2

1

1

0

0
0

1

2

3

4

0

1

2

3

γ（×10-3）4γ（×10-3）[外壁][RCCV]

添図 3-6 せん断スケルトンカーブ（NS 方向，1F）

τ（N/mm2）
8

τ（N/mm2）
8

7

7

6

6

5

5

4

4

3

3

2

2

1

1

0

0
0

1

2

3

4

0

1

2

γ（×10-3）[外壁]

4
γ（×10-3）[RCCV]

添図 3-7 せん断スケルトンカーブ（NS 方向，B1F）

添 3-6

3

τ（N/mm2）8

τ（N/mm2）
8

7

7

6

6

5

5

4

4

3

3

2

2

1

1

0

0
0

1

2

3

4

0

1

2

3

γ（×10-3）4γ（×10-3）[外壁][RCCV]

添図 3-8 せん断スケルトンカーブ（NS 方向，B2F）

τ（N/mm2）
8

τ（N/mm2）
8

7

7

6

6

5

5

4

4

3

3

2

2

1

1

0

0
0

1

2

3

4

0

1

2

γ（×10-3）[外壁]

4
γ（×10-3）[RCCV]

添図 3-9 せん断スケルトンカーブ（NS 方向，B3F）

添 3-7

3

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

スケルトンカーブの設定・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・6
3.1

SC 規程の適用性及び設定方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・6

3.2

スケルトンカーブの設定方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・8(1) 地震応答解析における RPV ペデスタルのモデル化・・・・・・・・・・・・8(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・・・・・・13(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・・・・・24(4) 復元力特性を設定する際の温度設定・・・・・・・・・・・・・・・・・・38
3.3

妥当性及び適用性・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・39(1) 確認方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・39(2) 確認方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・39(3) 確認結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・39
4

スケルトンカーブの作成・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・425

履歴特性の設定・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・63(1) 検討目的・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・63(2)

検討方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・63(3)

検討ケース・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・63(4) 検討結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・66
6

まとめ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・68

7

参考文献・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・68

添付資料-1：既往試験の概要，信頼性及び実機への適用性
添付資料-2：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
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：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-5：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-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：SC 規程式に基づく試験体の荷重変位特性の作成方法

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 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(3.3 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

スケルトンカーブの設定

3.1 SC 規程の適用性及び設定方針
鋼板内部にコンクリートを充填した鋼板コンクリート構造（以下，「SC 構造」という）は，様々な既往の研究により，曲げに対しては類似の特性を，せん断に対しては鉄筋コンクリート構造（以下，「RC 構造」という）と異なる構造特性を有していることが報告されている。
SC 構造の弾塑性特性を考慮したスケルトンカーブの設定方法は SC 規程に示されている。
一般に SC 構造と呼称される構造は，鋼板とコンクリートの一体化と表面鋼板の座屈拘束のためにスタッド方式，リブ方式または隔壁方式が用いられている。SC 規程では，これらのうち，頭付スタッド（以下，「スタッド」という）により鋼板とコンクリートが，ともに外力に抵抗することを前提としたスタッド方式による SC 構造板部材を基本として記載されている。
（SC 構造の各種構造形式は図 3.1-1 参照）
RPV ペデスタルは，隔壁方式により鋼板とコンクリートを一体化した SC 構造である。
曲げに対してはスタッド方式，リブ方式または隔壁方式といった型式の違いによらず RC
構造と類似の特性を有していることから，RPV ペデスタルの実機構造を適切に反映し用いる
ことで SC 規程を適用可能である。
一方，せん断に対しては RC 構造と異なる構造特性を有しており，その程度はスタッド方
式，リブ方式または隔壁方式といった型式に依存する。このため，SC 規程の根拠となった既往研究(3)に基づいて，スケルトンカーブを設定する。この既往研究では，構造特性に応じて圧縮ストラット角度θを定めることで，隔壁方式，スタッド方式の双方に適用可能な評価式が提案され，試験によって評価式が検証されている。
以上を踏まえ，隔壁方式である RPV ペデスタルのスケルトンカーブは，次のように設定する。
・ 曲げ：SC 規程の評価式に基づいて設定する。
・ せん断：SC 規程の根拠となった既往研究の評価式に基づき，圧縮ストラット角度θ
を RPV ペデスタルの構造に応じて定めることで設定する。
柏崎刈羽原子力発電所６号炉及び７号炉の実機 RPV ペデスタルへ適用する際は，実機構造を上記評価式に反映させてスケルトンカーブを設定する。設定した評価式で求めたスケ
ルトンカーブの妥当性は，既往の加力試験の結果（添付資料-1 参照）に基づいて確認する。

6

（(1)より引用）
図 3.1-1 SC 構造の各種構造形式（例）

なお，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 3.1-2 参照）

図 3.1-2 曲げ及びせん断に対するスケルトンカーブ

7（(1)より引用）

3.2

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 3.2(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 3.2(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 3.2(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。
なお，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することで，複雑な断面形状を有する実機 RPV ペデスタルに対して
SC 規程を適用しスケルトンカーブを求めることが可能である。
（既工認と今回工認の剛性設定の比較表は表 3.2(1)-2 参照。導出方法の詳細は，添付資料-3 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 3.2(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，設計基準強度を用いることとし，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-4,5）

8

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 3.2(1)-1 RPV ペデスタルと地震応答解析モデルの対応
9表 3.2(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

10

表 3.2(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算定方
法の妥当性及び SC 規程の適用性を確認する。

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)11表 3.2(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。

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
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 3.2(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

13

今回の参照範囲

図 3.2(2)-1 曲げ変形に対するスケルトンカーブ（[1]に加筆）14

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 3.2(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 3.2(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 3.2(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。

15

(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。

16

表 3.2(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）

17

T.M.S.L. -8200

図 3.2(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]

18

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 3.2(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 3.2(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 3.2(2)-5 及び図 3.2(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。

19

(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。

20

表 3.2(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）

21

A

A

A-A 断面図 3.2(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]

22

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

3.2(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）

23

(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 3.2(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

24

今回の参照範囲

図 3.2(3)-1 せん断変形に対するスケルトンカーブ（[1]に加筆）25

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 3.2(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 3.2(3)-2 下部ペデスタルせん断変形の各状態（概念図）

26

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，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，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，3.3 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。

27

(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，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。
仮定の妥当性は，
3.3 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。

28

(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率に 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29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 3.2(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。

30

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 3.2(3)-3 下部ペデスタルの隔壁構造の概念図

31

表 3.2(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

32

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 3.2(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。

33

(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)

−

34

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率に 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。

35

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 3.2(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）

36

表 3.2(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

37

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。

(4)復元力特性を設定する際の温度設定
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，今回の弾塑性特性を考慮した復元力特性の設定においても，既工認と同一の考え方に基づいている。重大事故等時においても，既工認における考え方と同様に，地震と組み合わせる温度条件を考慮し，適切な材料物性値を用いて剛性の設定を行う。（添付資料-6）38

3.3 妥当性及び適用性(1) 確認方針
改良型沸騰水型原子炉である柏崎刈羽原子力発電所第６号炉及び７号炉の RPV ペデスタ
ルは，隔壁構造かつ下部ペデスタルにベント管を内蔵する構造となっている。
ここでは，3.2 項で設定したスケルトンカーブの設定方法（評価式）を，隔壁方式やベント管のような内蔵物を含んだ構造へ適用する場合の妥当性を既往試験（添付資料-1）に基づいて確認する。
a. 隔壁方式の SC 構造に対する妥当性及び適用性
b. ベント管を内蔵した構造に対する妥当性及び適用性(2) 確認方法
3.2 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－変位特性をそれぞれ作成し，試験で実測された曲げ及びせん断の荷重－変位特性との比較を行い，両者が概ね整合する場合，上記 a.及び b.ともに妥当であり適用性があると判断される。
（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-3,7 参照）(3) 確認結果
3.2 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 3.3-1 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 規程の評価式が隔壁方式の SC構造に対する妥当性及び適用性並びに，ベント管を内蔵した構造に対する妥当性及び適用性を有することを確認した。

39

※
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 3.3-1 荷重-変形関係の比較（１／２）

40

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 3.3-1 荷重-変形関係の比較（２／２）

41※ 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
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設定方法（3.2 項参照）により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。

42

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）

43

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）

44

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）

45

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）

46

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）

47

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）

48

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）

49

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）

50

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）

51

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）

52

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）

53

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）

54

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）

55

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）

56

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）

57

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）

58

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）

59

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）

60

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）

61

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）

62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。

63

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

64(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）65

(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。

66

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

67

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及び適用性について確認した。
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

68添付資料-1：既往試験の概要，信頼性及び実機への適用性
１．試験の概要
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 に示す。
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 RPV ペデス
タルの水平変形量の信頼性を確保している。
試験体頂部に水平力を加え，基礎スラブを不動点として全体変形δ（＝δs（せん断変形）＋δM（曲げ変形））とδM を測定している。
加力レベルは，弾性範囲，設計荷重，設計荷重の 1.5 倍，鋼板降伏レベルを経て，荷重降下に至るレベルまで加力した。（加力変位特性は図 1-2 参照）
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。
鋼材の材質やコンクリートの圧縮強度の差異については，試験体に対する SC 規程式を用いた荷重－変位特性を求める場合は，試験体に使用した材料の実測した剛性を用いることで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に対する SC 規程式の妥当性及び適用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

建築学会学術講演梗概集（昭和 61 年）

添付 1-1

日本

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。

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 1-2

QD：設計水平地震力
δy：降伏変形(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 1-2 試験で得られた加力変位特性（(1)より引用，加筆）

添付 1-3

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
構造

6 号炉及び７号炉

鋼板コンクリート構造の型式

隔壁方式※１

試験体
同左

ベント管内蔵※２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

（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 1-4

添付資料-2：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 2-1

（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 2-2

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．概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・3
２．下部ペデスタルの計算過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・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・・・・・・・・・・・・・・・・・・・14
３．上部ペデスタルの計算過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・30（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・30（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・39
４．試験体の SC 規程に基づくスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・57
５．試験体の計算過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・59（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・59（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・65

添付 3-2

１．概要
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することで，複雑な断面形状を有する実機 RPV ペデスタルに対して SC 規程を適用しスケルトンカーブを求めることが可能である。
ここでは，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，中間鋼板の個数及びベント取入孔部の有無という点で構造上の特徴が異なる。スケルトンカーブの設定におけるベント取入孔部の取り扱
いは，開口部のコンクリートを見込まないという点で連通孔と類似していることから，連通孔があり中間鋼板が多く複雑な構造をした RPV 支持点上部を代表として抽出し具体的計算過程を示す。（表 1-1）
表 1-1 上部ペデスタルの構造上の特徴
連通孔

中間鋼板の個数

ベント取入孔部RPV 支持点上部

あり

２

無し

RPV 支持点下部

あり

１

無し

ベント取入孔部無し

１あり

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，より複雑な構造である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抽出した。
代表として抽出した断面を図 1-1 に示す。

添付 3-3

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 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．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 3-5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 2(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 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，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 2(1)-1，表 2(1)-2）
コンクリートのヤング係数Ｅｃは，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

＝2.55×104(N/mm2)σB
200・・・・・（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

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm2)
2

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/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

添付 3-6

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

対象箇所

コンクリート部の断面二次モーメントＩｃ

9.93430×1014(mm4)13図 2(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面二次モーメントの和Ｉs

45.3917×10 (mm )図 2(1)-1 の赤線部分

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ4.4807×107(mm2)

図 2(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ2.463×106(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＝4.05963×1014＋9.93430×1014＝1.39939×1015(mm4) ・・・・・（式 2(1)-2）
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 2(1)-3）

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 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＝2.36×105(kN・m)

・・・・・（式 2(1)-5）

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝6.61×10-6(1/m)

添付 3-7・・・・・（式 2(1)-6）

●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 2(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 2(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 2(1)-3，表 2(1)-4）
表 2(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 2(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 2(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 2(1)-2 の赤線部分

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

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ2.463×106(mm2)

図 2(1)-2 の赤線部分

添付 3-87

各部材断面の断面二次モーメント（表 2(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 2(1)-7）

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 2(1)-8）

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 2(1)-9）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 2(1)-10）-6

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝6.61×10 (1/m)

添付 3-9・・・・・（式 2(1)-11）

（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2(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 2(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 3-10

●NS 方向A

図 2(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 2(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 3-11

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 2(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 2(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(kNm)
・第２折点の曲率φ２＝2.50×10-4(1/m)

添付 3-12【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 2(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 2(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(kNm)
・第２折点の曲率φ２＝2.56×10-4(1/m)

添付 3-130.01

（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 3-14

(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率に 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 3-15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 3-16

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 2(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 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，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 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
ング率，ポアソン比νｃ=0.167，νｓ=0.3 を用いて求める。

Ｇ ｃ＝

Ec ＝1.09×104(N/mm2)2(1 ν)

・・・・・（式 2(2)-1）

Ｇ ｓ＝

Es ＝7.39×104(N/mm2)2(1 ν)

・・・・・（式 2(2)-2）

添付 3-17

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 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

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

1.8776×107(mm2)

図 2(2)-1 の水色部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ

1.099×106(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＝1.18(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

＝1.10(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＝2.88×104(kN)-4

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

・・・・・（式 2(2)-5）

添付 3-18

●EW 方向
ベント管による断面欠損を考慮し算出する。
（図 2(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 2(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 2(2)-3，表 2(2)-4）
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 3-19

表 2(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 2(2)-2 の水色部分

2

1.364×10 (mm )図 2(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 2(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 2(2)-6）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 2(2)-7）

・・・・・（式 2(2)-8）

添付 3-20

（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と SC 構造体ユニット②のそれぞれ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 2(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 3-21

●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 2(2)-4，表 2(2)-5，表
2(2)-6）

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①（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

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 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

11,700(mm)

図 2(2)-4 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

1,932(mm)

図 2(2)-4 の長さ L

コンクリート板厚 ct

1,640(mm)

図 2(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

700,216 (mm2)-添付 3-22

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 2(2)-9）

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)-10）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 2(2)-11）−sν ＝0.09743 ・・・・・（式 2(2)-12）θθ(cosθ)

・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct・sin2θ 2・sE

＝4.40×108(N)・・・・・（式 2(2)-13）

添付 3-23

●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 2(2)-5，表 2(2)-7，表
2(2)-8）ベント管

コンクリート
せん断力
鋼板

高さ H
θ
長さ L

図 2(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 2(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 2(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 2(2)-5 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L966(mm)

図 2(2)-5 の長さ L

コンクリート板厚 ct

1,640(mm)

図 2(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

704,981 (mm2)-添付 3-24

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 2(2)-14）

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)-15）

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 を 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/L＝2,109(mm)・・・・・（式 2(2)-16）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 2(2)-17）−sν ＝0.20009 ・・・・・（式 2(2)-18）θθ(cosθ)

・H

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

＝5.79×107(N)・・・・・（式 2(2)-19）●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＝2.49×109(N)・・・・・（式 2(2)-20）

添付 3-25

●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 2(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 2(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2(2)-9，表 2(2)-10）
表 2(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 2(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 3-26

図 2(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 2(2)-21）

以上より，式 2(2)-20 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 ＝2.49×109 (N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

+

＝2.79×105(kN)

・σ

・・・・・
（式 2(2)-22）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝3.33×10-3(rad)・・・・・（式 2(2)-23）

添付 3-27

●EW 方向
ベント管による断面欠損を考慮し算出する。
（図 2(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 2(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2(2)-11，表 2(2)-12）
表 2(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 2(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 3-28

図 2(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 2(2)-24）

以上より，式 2(2)-20 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 ＝2.49×107 (N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

+

＝3.44×105(kN)

・σ

・・・・・
（式 2(2)-25）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝3.32×10-3(rad)・・・・・（式 2(2)-26）

添付 3-29

３．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 3-30

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 3(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 3(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 3(1)-1，表 3(1)-2）
表 3(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 3(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 3(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 3(1)-1 の赤線部分

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ25.0397×10 (mm )図 3(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ4.392×106(mm2)

図 3(1)-1 の赤線部分

添付 3-317

各部材断面の断面二次モーメント（表 3(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 3(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 3(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 3(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(kNm)-6

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝8.12×10 (1/m)

添付 3-32・・・・・（式 3(1)-4）
・・・・・（式 3(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 3(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 3(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 3(1)-3，表 3(1)-4）
表 3(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 3(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 3(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 3(1)-2 の赤線部分

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ25.0397×10 (mm )図 3(1)-2 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ4.392×106(mm2)

図 3(1)-2 の赤線部分

添付 3-337

各部材断面の断面二次モーメント（表 3(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 3(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 3(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 3(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(kNm)-6

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝8.12×10 (1/m)

添付 3-34

・・・・・（式 3(1)-9）・・・・・（式 3(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 3(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 3(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 3-35

●NS 方向

図 3(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 3(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 3-36

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 3(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 3(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 (kNm)
・第２折点の曲率φ２＝2.70×10-4 (1/m)

添付 3-37【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 3(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 3(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 (kNm)
・第２折点の曲率φ２＝2.69×10-4 (1/m)

添付 3-380.01

（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 3-39

(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率に 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 3-40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 3-41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 3(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 3(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 3(2)-1，表 3(2)-2）
表 3(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 3-42表 3(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 3(2)-1 の水色部分
図 3(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 3(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 3(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＝1.73×10-4(rad)・・・・・（式 3(2)-2）

・・・・・（式 3(2)-3）

添付 3-43

●EW 方向
連通孔の開口欠損を考慮し算出する。（図 3(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 3(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 3(2)-3，表 3(2)-4）
表 3(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 3-44表 3(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 3(2)-2 の水色部分

22.206×10 (mm )図 3(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 3(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 3(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 3(2)-5）

・・・・・（式 3(2)-6）

添付 3-45

（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の 5 箇所，SC 構造体ユニット②の 5 箇所，SC 構造体ユニット③の 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)

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 3(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 3-46

●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 3(2)-4，表 3(2)-5，表
3(2)-6）

コンクリート
せん断力
鋼板
高さ H
θ
長さ L
図 3(2)-4 SC 構造体ユニット①（赤が鋼板，青がコンクリート）

表 3(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 3(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 3(2)-4 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

1,841(mm)

図 3(2)-4 の長さ L

コンクリート板厚 ct

2,160(mm)

図 3(2)-4 の ct

2

鋼材の水平断面の断面積 sAy

220,073(mm )-鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

346,780 (mm2)-添付 3-47

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 3(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 3(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 ＝0.00826(cosθ)

・・・・・（式 3(2)-9）・・・・・（式 3(2)-10）・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct・sin2θ 2・sE

＝8.26×109(N)・・・・・（式 3(2)-11）

添付 3-48

●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 3(2)-5，表 3(2)-7，表
3(2)-8）コンクリート
せん断力
鋼板
高さ H
θ
長さ L
図 3(2)-5 SC 構造体ユニット②（赤が鋼板，青がコンクリート）
表 3(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 3(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 3(2)-5 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

1,569 (mm)

図 3(2)-5 の長さ L

コンクリート板厚 ct

550(mm)

図 3(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

174,108 (mm2)-添付 3-49

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 3(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 3(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 3(2)-14）−sν ＝0.02175

・・・・・（式 3(2)-15）θθ(cosθ)

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

＝1.88×109(N)

・H

・・・・・
（式 3(2)-16）

添付 3-50

●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 3(2)-6，表 3(2)-9，表
3(2)-10）

コンクリート
せん断力
鋼板
高さ H
θ
長さ L
図 3(2)-6 SC 構造体ユニット③（赤が鋼板，青がコンクリート）
表 3(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 3(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 3(2)-6 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

2,099 (mm)

図 3(2)-6 の長さ L

コンクリート板厚 ct

640(mm)

図 3(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

173,979 (mm2)-添付 3-51

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 3(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 3(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 3(2)-19）・・・・・（式 3(2)-20）(cosθ)

・H

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

＝3.92×109(N)・・・・・（式 3(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＝7.03×1010(N)・・・・・（式 3(2)-22）

添付 3-52

●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 3(2)-7）
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

中間鋼板(板厚 30mm)
外筒鋼板(板厚 30mm)

内筒鋼板(板厚 30mm)
図 3(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 3(2)-11，表 3(2)-12）
表 3(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 3(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 3-53

図 3(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 3(2)-23）

以上より，式 3(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 ＝7.03×1010 (N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

+

＝7.48×105(kN)

・σ

・・・・・
（式 3(2)-24）

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

添付 3-54

●EW 方向
連通孔による断面欠損を考慮し算出する。（図 3(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 3(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 3(2)-13，表 3(2)-14）
表 3(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 3(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 3(2)-8 の赤線部分

添付 3-55

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 3(2)-26）

以上より，式 3(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 =7.03×1010(N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

+

＝7.54×105(kN)

・σ

・・・・・
（式 3(2)-27）

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

添付 3-56

４．試験体の SC 規程に基づくスケルトンカーブ導出過程
SC 規程に基づくスケルトンカーブの妥当性確認のため，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－変位特性をそれぞれ作成し，試験で実測された曲げ及びせん断の荷重－変位特性との比較を行い両者が概ね整合することをもって SC
規程の適用性及び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。試験体の構造は，下部ペデスタルに類似していることから，実機の下部ペデスタルに適用する評価式を用いてスケルトンカーブの設定を行う。
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 4-1）

添付 3-57

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 4-1 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 3-58

５．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 3-59

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5(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 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 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

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500(N/mm2)

鋼板のヤング係数Ｅｓ

根拠
鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

2

192,000(N/mm )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

コンクリート部の断面二次モーメントＩｃ

9.91886×1010 (mm4)

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

45.0359×10 (mm )図 5(1)-1 の赤線部分

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ5.19×105 (mm2)

図 5(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ

2.85×104 (mm2)

図 5(1)-1 の赤線部分

添付 3-609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＝3.79174×1010＋9.91886×1010＝1.37106×1011 (mm4)・・・・・（式 5(1)-1）

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 5(1)-2）

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 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・σv＝2.47×102(kN・m)

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝7.06×10-5

・・・・・（式 5(1)-4）(1/m)

添付 3-61・・・・・（式 5(1)-5）

（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 5(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 5(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 3-62A

図 5(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 3-63

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)-6 ファイバーモデル解析結果

図 5(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 5(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＝2.48×103(kNm)
・第２折点の曲率φ２＝1.49×10-3(1/m)

添付 3-64

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 3-65

(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率に 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 3-66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 3-67

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 5(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 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 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

コンクリートのせん断弾性係数Ｇｃ10,900(N/mm2)
2

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/mm )式 2(2)-2

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）

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 3-68

設計基準強度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Ａｃ

2.595×105(mm2)4

鋼板のせん断断面積Ａｓ21.425×10 (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＝1.26 (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

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

＝1.11 (N/mm2)・・・・・（式 5(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＝3.95×102 (kN)
γ１＝τcr/ＧＣ＝1.02×10-4 (rad)・・・・・（式 5(2)-2）

・・・・・（式 5(2)-3）

添付 3-69

（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と SC 構造体ユニット②のそれぞれ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 5(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 3-70

●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 5(2)-3，表 5(2)-3，表 5(2)-4）

コンクリート
せん断力
鋼板
高さ H
θ
長さ L
図 5(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 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 5(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 5(2)-3 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

193.2(mm)

図 5(2)-3 の長さ L

コンクリート板厚 ct

163.6(mm)

図 5(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

2-

10,365 (mm )添付 3-71

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 5(2)-4）

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)-5）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 5(2)-6）−sν ＝1.29474

・・・・・（式 5(2)-7）θθ(cosθ)

・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct・sin2θ 2・sE

＝2.39×106(N)・・・・・（式 5(2)-8）

添付 3-72

●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 5(2)-4，表 5(2)-5，表 5(2)-6）

ベント管

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②（赤が鋼板，水色がコンクリート）

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
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 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

1,630(mm)

図 5(2)-4 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

96.6(mm)

図 5(2)-4 の長さ L

コンクリート板厚 ct

163.6(mm)

図 5(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

2-

10,402 (mm )添付 3-73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 5(2)-9）

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)-10）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 を 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/L＝210.1(mm)・・・・・（式 5(2)-11）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 5(2)-12）−sν ＝2.62548

・・・・・（式 5(2)-13）θθ(cosθ)

・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct・sin2θ 2・sE

＝3.18×105 (N)・・・・・（式 5(2)-14）●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＝1.35×107 (N)・・・・・（式 5(2)-15）

添付 3-74

●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 5(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 5(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 5(2)-6，表 5(2)-7）

表 5(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 5(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 3-75

図 5(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 5(2)-16）以上より，式 5(2)-15 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 ＝1.35×107 (N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

・σ

+

＝2.04×103 (kN)・・・・・
（式 5(2)-17）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝1.92×10-3( (rad)・・・・・（式 5(2)-18）

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：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 4-1

添付資料-5：地震応答解析モデルにおける 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，重大事故時等の減衰定数も，上記の考え方に従い，RC 構造物と同じ 5%を適用する。

添付 5-1

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：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，3.2 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 3.2(2)a.及び 3.2(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 7-1

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 7-2

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 7-3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

γ 10

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 7-4

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 7-5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 7-6

（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 7-7

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）

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

添付 7-8