高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2020.1.29 許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26 申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20 申請）

変更理由

3. 地盤
3. 地盤
3. 地盤
3.4 敷地の地質・地質構造
3.4 敷地の地質・地質構造
3.4 敷地の地質・地質構造
3.4.2 調査結果
3.4.2 調査結果
3.4.2 調査結果
3.4.2.3 敷地の地質構造
3.4.2.3 敷地の地質構造
3.4.2.3 敷地の地質構造(6) 音海流紋岩と内浦層群の境界(6) 音海流紋岩と内浦層群の境界(6) 音海流紋岩と内浦層群の境界
３号炉及び４号炉建設時に敷地西方の県道３号炉及び４号炉建設時に敷地西方の県道３号炉及び４号炉建設時に敷地西方の県道沿いで確認された破砕帯幅約 50cm の断層につ沿いで確認された破砕帯幅約 50cm の断層につ沿いで確認された破砕帯幅約 50cm の断層について、ボーリング調査（T1-16 孔、T1-16’孔）
いて、ボーリング調査（T1-16 孔、T1-16’孔）
いて、ボーリング調査（T1-16 孔、T1-16’孔）を実施した結果、断層は認められず、より浅いを実施した結果、断層は認められず、より浅いを実施した結果、断層は認められず、より浅い
深度で音海流紋岩と内浦層群名島火山岩部層
深度で音海流紋岩と内浦層群名島火山岩部層
深度で音海流紋岩と内浦層群名島火山岩部層。
。
の凝灰角礫岩の境界を確認した（第 3.4.37 図）の凝灰角礫岩の境界を確認した（第 3.4.37 図）の凝灰角礫岩の境界を確認した（第 3.4.37 図）。
この境界部において変形組織の観察を行った

この境界部において変形組織の観察を行った

この境界部において変形組織の観察を行った

結果、音海流紋岩と内浦層群との境界にはせん。付近のボ断面が認められない（第 3.4.38 図）
ーリング調査においても内浦層群名島火山岩
部層の凝灰角礫岩と音海流紋岩の境界を確認

結果、音海流紋岩と内浦層群との境界にはせん。付近のボ断面が認められない（第 3.4.38 図）
ーリング調査においても内浦層群名島火山岩
部層の凝灰角礫岩と音海流紋岩の境界を確認

結果、音海流紋岩と内浦層群との境界にはせん。付近のボ断面が認められない（第 3.4.38 図）
ーリング調査においても内浦層群名島火山岩
部層の凝灰角礫岩と音海流紋岩の境界を確認

し、ＣＴ画像解析等を行った結果、複合面構造
等は認められない（第 3.4.39 図、第 3.4.40 図）。
また、音海流紋岩と内浦層群の地質境界は、下位の大浦層と音海流紋岩の地質境界の形状とは異なっている（第 3.4.41 図）。
No.3 孔での境界部において詳細観察を行った結果、一部で比較的直線性を有する粘土脈が認められた。この粘土脈について変形組織の観し、ＣＴ画像解析等を行った結果、複合面構造
等は認められない（第 3.4.39 図、第 3.4.40 図）。
また、音海流紋岩と内浦層群の地質境界は、下位の大浦層と音海流紋岩の地質境界の形状とは異なっている（第 3.4.41 図）。
No.3 孔での境界部において詳細観察を行った結果、一部で比較的直線性を有する粘土脈が認められた。この粘土脈について変形組織の観し、ＣＴ画像解析等を行った結果、複合面構造
等は認められない（第 3.4.39 図、第 3.4.40 図）。 緊急時対策所の背後斜面
また、音海流紋岩と内浦層群の地質境界は、下 形状の変更を反映
位の大浦層と音海流紋岩の地質境界の形状と （審査会合で説明済み）
は異なっている（第 3.4.41 図）。
緊急時対策所の背後斜面
No.3 孔での境界部において詳細観察を行っ 形状の変更を反映た結果、一部で比較的直線性を有する粘土脈が （審査会合で説明済み）

察を行った結果、正断層センスを示す微弱な複合面構造を確認したことから粘土状破砕部と。この粘土状破砕部に評価した（第 3.4.42 図）
分布する粘土鉱物について X 線回折法による分析を行った結果、主な粘土鉱物はイライト／ス。
メクタイト混合層鉱物である（第 3.4.43 図）察を行った結果、正断層センスを示す微弱な複合面構造を確認したことから粘土状破砕部と評価した（第 3.4.42 図）。この粘土状破砕部に分布する粘土鉱物について X 線回折法による分析を行った結果、主な粘土鉱物はイライト／ス。
メクタイト混合層鉱物である（第 3.4.43 図）察を行った結果、正断層センスを示す微弱な複合面構造を確認したことから粘土状破砕部と。この粘土状破砕部に評価した（第 3.4.42 図）
分布する粘土鉱物について X 線回折法による分析を行った結果、主な粘土鉱物はイライト／ス。
メクタイト混合層鉱物である（第 3.4.43 図）

また、この粘土鉱物について電子顕微鏡観察を行った結果、板状の粘土鉱物（イライト／スメ

また、この粘土鉱物について電子顕微鏡観察を行った結果、板状の粘土鉱物（イライト／スメ

また、この粘土鉱物について電子顕微鏡観察を行った結果、板状の粘土鉱物（イライト／スメ

クタイト混合層鉱物）が認められ、破砕された。したがっ
痕跡は認められない（第 3.4.44 図）て、No.3 孔で認められた粘土状破砕部は、現在の広域応力場と運動センスが整合しないこと、

クタイト混合層鉱物）が認められ、破砕された。したがっ
痕跡は認められない（第 3.4.44 図）て、No.3 孔で認められた粘土状破砕部は、現在の広域応力場と運動センスが整合しないこと、

クタイト混合層鉱物）が認められ、破砕された。したがっ
痕跡は認められない（第 3.4.44 図）て、No.3 孔で認められた粘土状破砕部は、現在の広域応力場と運動センスが整合しないこと、認められた。この粘土脈について変形組織の観通し番号- 1 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2020.1.29 許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26 申請）

高浜３，４号炉補正申請書（2020.8.20 申請）

補正申請書（３，４号炉）

変更理由

高温又は地下深部で晶出した粘土鉱物が破砕されていないこと等から、少なくとも後期更新世以降活動しておらず、将来活動する可能性の

高温又は地下深部で晶出した粘土鉱物が破砕されていないこと等から、少なくとも後期更新世以降活動しておらず、将来活動する可能性の

高温又は地下深部で晶出した粘土鉱物が破砕されていないこと等から、少なくとも後期更新世以降活動しておらず、将来活動する可能性のある断層等ではないと評価する。
以上より、音海流紋岩と内浦層群の境界は局所的な破砕部を伴う不整合面であると評価する。

ある断層等ではないと評価する。
以上より、音海流紋岩と内浦層群の境界は局所的な破砕部を伴う不整合面であると評価する。

ある断層等ではないと評価する。
以上より、音海流紋岩と内浦層群の境界は局所的な破砕部を伴う不整合面であると評価する。

）
3.5 原子炉施設（特定重大事故等対処施設を除く。
設置位置付近の地質・地質構造及び地盤
3.5.1 調査内容）
3.5 原子炉施設（特定重大事故等対処施設を除く。
設置位置付近の地質・地質構造及び地盤
3.5.1 調査内容

(2) 地表弾性波探査及び反射法地震探査
b. 反射法地震探査
原子炉施設設置位置付近の 3 次元地下構造を把握するため、2 測線、延長約 2.9km の反射法地震探査を実施した。
探査は、震源車を用いて人工的に振動を発生させ、測線上に約 10m 間隔に受振器を設けて実施した。発振は約 40m 間隔とし、垂直重合
数は 40 回とした。探査測線及び解析断面位置は第 3.5.1 図(2)に示すとおりである。
(3) ボーリング調査
地質及び地質構造についての資料を得るた
め、敷地内においてボーリング調査を実施し(2) 地表弾性波探査及び反射法地震探査
b. 反射法地震探査
原子炉施設設置位置付近の 3 次元地下構造を把握するため、2 測線、延長約 2.9km の反射法地震探査を実施した。
探査は、震源車を用いて人工的に振動を発生させ、測線上に約 10m 間隔に受振器を設けて実施した。発振は約 40m 間隔とし、垂直重合
数は 40 回とした。探査測線及び解析断面位置は第 3.5.1 図(2)に示すとおりである。
(3) ボーリング調査
地質及び地質構造についての資料を得るた
め、敷地内においてボーリング調査を実施し(2) 地表弾性波探査及び反射法地震探査
b. 反射法地震探査
原子炉施設設置位置付近の 3 次元地下構造を把握するため、2 測線、延長約 2.9km の反射法地震探査を実施した。
探査は、震源車を用いて人工的に振動を発生させ、測線上に約 10m 間隔に受振器を設けて実施した。発振は約 40m 間隔とし、垂直重合
数は 40 回とした。探査測線及び解析断面位置は第 3.5.1 図(2)に示すとおりである。
緊急時対策所の背後斜面
形状の変更を反映(3) ボーリング調査
地質及び地質構造についての資料を得るた （審査会合で説明済み）
め、敷地内においてボーリング調査を実施した。このうち、原子炉施設設置位置付近で実施したボーリングは、第 3.5.1 図(3)に示すとおりである。
掘削はロータリー型ボーリング機を使用し、孔径 66mm～86mm のオールコアボーリングとした。また、掘進速度等の管理を厳密に行いコア採取率の向上を図った。
採取したボーリングコアと地表における弾た。このうち、原子炉施設設置位置付近で実施したボーリングは、第 3.5.1 図(3)に示すとおりである。
掘削はロータリー型ボーリング機を使用し、孔径 66mm～86mm のオールコアボーリングとした。また、掘進速度等の管理を厳密に行いコア採取率の向上を図った。
採取したボーリングコアと地表における弾た。このうち、原子炉施設設置位置付近で実施したボーリングは、第 3.5.1 図(3)に示すとおり 緊急時対策所の背後斜面である。
形状の変更を反映
掘削はロータリー型ボーリング機を使用し、 （審査会合で説明済み）
孔径 66mm～86mm のオールコアボーリングとした。また、掘進速度等の管理を厳密に行いコア採取率の向上を図った。
採取したボーリングコアと地表における弾性波探査の結果に基づいて地質断面図を作成
し、地質及び地質構造についての検討を行った。

性波探査の結果に基づいて地質断面図を作成
し、地質及び地質構造についての検討を行った。

性波探査の結果に基づいて地質断面図を作成
し、地質及び地質構造についての検討を行った。

3.5 原子炉施設（特定重大事故等対処施設を除く） 記載の適正化
設置位置付近の地質・地質構造及び地盤
3.5.1 調査内容

通し番号- 2 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2020.1.29 許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26 申請）

高浜３，４号炉補正申請書（2020.8.20 申請）

補正申請書（３，４号炉）

変更理由

3.6 原子炉施設（特定重大事故等対処施設を除く）設置位置付近の地盤の安定性評価
3.6.1 基礎地盤の安定性評価
3.6.1.1 地震力に対する基礎地盤の安定性評価(1) 解析条件
a. 解析断面
耐震重要施設及び常設重大事故等対処施設の配置図を第 3.6.1 図に示す。なお、１号及び２号炉放水ピット止水板、１号、２号、３号及び４号炉防潮扉、１号、２号、３号及び４号炉
屋外排水路逆流防止設備並びに１号、２号、３

3.6 原子炉施設（特定重大事故等対処施設を除く。）設置位置付近の地盤の安定性評価
3.6.1 基礎地盤の安定性評価
3.6.1.1 地震力に対する基礎地盤の安定性評価(1) 解析条件
a. 解析断面
耐震重要施設及び常設重大事故等対処施設の配置図を第 3.6.1 図に示す。なお、１号及び２号炉放水ピット止水板、１号、２号、３号及び４号炉防潮扉、１号、２号、３号及び４号炉
屋外排水路逆流防止設備並びに１号、２号、３

3.6 原子炉施設（特定重大事故等対処施設を除く）設置位置付近の地盤の安定性評価
3.6.1 基礎地盤の安定性評価
3.6.1.1 地震力に対する基礎地盤の安定性評価(1) 解析条件
a. 解析断面
耐震重要施設及び常設重大事故等対処施設の配置図を第 3.6.1 図に示す。なお、１号及び 潮位計の全共用化及び潮２号炉放水ピット止水板、１号、２号、３号及 位計の追加設置等のため
び４号炉防潮扉、１号、２号、３号及び４号炉
屋外排水路逆流防止設備並びに１号、２号、３号及び４号炉放水口側防潮堤を含めたものを１号、２号、３号及び４号炉放水口側津波防護施設という。
１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所、
１号、２号、３号及び４号炉取水路防潮ゲート号及び４号炉放水口側防潮堤を含めたものを１号、２号、３号及び４号炉放水口側津波防護施設という。
１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所、
１号、２号、３号及び４号炉取水路防潮ゲート

並びに３号及び４号炉海水取水トンネルを除く施設については、３号炉及び４号炉原子炉建屋並びに３号炉及び４号炉原子炉補助建屋の内部又はその近傍に設置されている。
施設の配置並びに施設周辺の地形及び地質を考慮し、３号炉及び４号炉原子炉建屋、３号
炉及び４号炉原子炉補助建屋並びにその付近

並びに３号及び４号炉海水取水トンネルを除く施設については、３号炉及び４号炉原子炉建屋並びに３号炉及び４号炉原子炉補助建屋の内部又はその近傍に設置されている。
施設の配置並びに施設周辺の地形及び地質を考慮し、３号炉及び４号炉原子炉建屋、３号
炉及び４号炉原子炉補助建屋並びにその付近

号及び４号炉放水口側防潮堤を含めたものを１号、２号、３号及び４号炉放水口側津波防護施設という。
１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所、
１号、２号、３号及び４号炉取水路防潮ゲート、
１号炉海水ポンプ室、２号炉海水ポンプ室並び 潮位計の全共用化及び潮に３号及び４号炉海水取水トンネルを除く施 位計の追加設置のための施設に対する解析断面として、３号炉及び４の施設に対する解析断面として、３号炉及び４びに３号炉及び４号炉原子炉補助建屋の内部
又はその近傍に設置されている。
施設の配置並びに施設周辺の地形及び地質を考慮し、３号炉及び４号炉原子炉建屋、３号
炉及び４号炉原子炉補助建屋並びにその付近

号炉の炉心で直交する 3 断面、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所に対する断面として、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所並びに背後の山頂を通る 1 断面を選定した。
また、１号、２号、３号及び４号炉取水路防潮ゲートは、１号炉及び２号炉原子炉格納施設並
びに１号炉及び２号炉原子炉補助建屋と強度が同程度の岩種・岩級の地盤に支持されている号炉の炉心で直交する 3 断面、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所に対する断面として、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所並びに背後の山頂を通る 1 断面を選定した。
また、１号、２号、３号及び４号炉取水路防潮ゲートは、１号炉及び２号炉原子炉格納施設並
びに１号炉及び２号炉原子炉補助建屋と強度が同程度の岩種・岩級の地盤に支持されているの施設に対する解析断面として、３号炉及び４号炉の炉心で直交する 3 断面、２号炉海水ポ 潮位計の追加設置のためンプ室に対する解析断面として２号炉海水ポ
ンプ室を通り直交する 2 断面、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所に対する断面として、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所並びに背後の山頂を通る 1 断面を選定した。
また、１号、２号、３号及び４号炉取水路防潮ことから、１号炉及び２号炉原子炉格納施設並
びに１号炉及び２号炉原子炉補助建屋基礎地
盤の評価で代表させるものとし、１号炉及び２
号炉原子炉格納施設並びに１号炉及び２号炉

ことから、１号炉及び２号炉原子炉格納施設並
びに１号炉及び２号炉原子炉補助建屋基礎地
盤の評価で代表させるものとし、１号炉及び２
号炉原子炉格納施設並びに１号炉及び２号炉ゲート並びに１号炉海水ポンプ室は、１号炉及 潮位計の全共用化のため
び２号炉原子炉格納施設並びに１号炉及び２
号炉原子炉補助建屋と強度が同程度の岩種・岩級の地盤に支持されていることから、１号炉及設については、３号炉及び４号炉原子炉建屋並

通し番号- 3 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2020.1.29 許可）

原子炉補助建屋に対する解析断面として１号
炉及び２号炉の炉心で直交する 3 断面を選定した。解析断面位置を第 3.6.1 図に示す。

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26 申請）

高浜３，４号炉補正申請書（2020.8.20 申請）

原子炉補助建屋に対する解析断面として１号
炉及び２号炉の炉心で直交する 3 断面を選定

び２号炉原子炉格納施設並びに１号炉及び２
号炉原子炉補助建屋基礎地盤の評価で代表さした。解析断面位置を第 3.6.1 図に示す。

せるものとし、１号炉及び２号炉原子炉格納施
設並びに１号炉及び２号炉原子炉補助建屋に補正申請書（３，４号炉）

変更理由

対する解析断面として１号炉及び２号炉の炉心で直交する 3 断面を選定した。２号炉海水 潮位計の追加設置のためポンプ室の地盤の安定性評価については、２号炉の「1.7 原子炉施設（特定重大事故等対処施設を除く）設置位置付近の地盤の安定性評価」に記載のとおりである。解析断面位置を第 潮位計の全共用化及び潮ボーリング調査等の結果に基づいて作成しボーリング調査等の結果に基づいて作成した地質断面図を工学的見地にたって検討を行い、第 3.6.2 図～第 3.6.8 図に示す解析用要素
分割図を作成した。
原子炉建屋、原子炉格納施設、原子炉補助建
屋、タービン建屋及び緊急時対策所の解析用モ
デルは、質点系モデルを基に振動特性を一致さた地質断面図を工学的見地にたって検討を行い、第 3.6.2 図～第 3.6.8 図に示す解析用要素
分割図を作成した。
原子炉建屋、原子炉格納施設、原子炉補助建
屋、タービン建屋及び緊急時対策所の解析用モ
デルは、質点系モデルを基に振動特性を一致させるように有限要素モデルを作成した。
静的解析における境界条件は、モデル下端を固定境界、側方を鉛直ローラ境界とした。また、動的解析における境界条件は、モデル下端を粘せるように有限要素モデルを作成した。
静的解析における境界条件は、モデル下端を固定境界、側方を鉛直ローラ境界とした。また、動的解析における境界条件は、モデル下端を粘性境界、側方をエネルギー伝達境界とした。境性境界、側方をエネルギー伝達境界とした。境界条件を第 3.6.9 図に示す。
e. 地下水位解析用地下水位は、地下水位観測結果を考慮
し、斜面部については〔ＣＬ〕級岩盤上端に設定した。また、建屋部については建屋基礎底面、その他の箇所については地表面に設定した。解析用地下水位を第 3.6.13 図～第 3.6.19 図に示す。

界条件を第 3.6.9 図に示す。
e. 地下水位解析用地下水位は、地下水位観測結果を考慮
し、斜面部については〔ＣＬ〕級岩盤上端に設定した。また、建屋部については建屋基礎底面、その他の箇所については地表面に設定した。解析用地下水位を第 3.6.13 図～第 3.6.19 図に示す。

位計の追加設置のため
3.6.1 図に示す。
b. 解析モデル及び境界条件
ボーリング調査等の結果に基づいて作成した地質断面図を工学的見地にたって検討を行い、第 3.6.2 図～第 3.6.8 図に示す解析用要素 緊急時対策所の背後斜面
形状の変更を反映
分割図を作成した。
原子炉建屋、原子炉格納施設、原子炉補助建 （審査会合で説明済み）
屋、タービン建屋及び緊急時対策所の解析用モ
デルは、質点系モデルを基に振動特性を一致させるように有限要素モデルを作成した。
静的解析における境界条件は、モデル下端を固定境界、側方を鉛直ローラ境界とした。また、動的解析における境界条件は、モデル下端を粘性境界、側方をエネルギー伝達境界とした。境界条件を第 3.6.9 図に示す。
e. 地下水位解析用地下水位は、地下水位観測結果を考慮
し、斜面部については〔ＣＬ〕級岩盤上端に設定した。また、建屋部については建屋基礎底面、その他の箇所については地表面に設定した。解析用地下水位を第 3.6.13 図～第 3.6.19 図に示 緊急時対策所の背後斜面
形状の変更を反映す。

(3) 解析結果
a. 支持力に対する安全性(3) 解析結果
a. 支持力に対する安全性(3) 解析結果
a. 支持力に対する安全性

b. 解析モデル及び境界条件

３号炉及び４号炉原子炉建屋、３号炉及び４号炉原子炉補助建屋、１号炉及び２号炉原子b. 解析モデル及び境界条件

３号炉及び４号炉原子炉建屋、３号炉及び４号炉原子炉補助建屋、１号炉及び２号炉原子（審査会合で説明済み）

３号炉及び４号炉原子炉建屋、３号炉及び４号炉原子炉補助建屋、１号炉及び２号炉原子通し番号- 4 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2020.1.29 許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26 申請）

高浜３，４号炉補正申請書（2020.8.20 申請）

補正申請書（３，４号炉）

変更理由

炉格納施設、１号炉及び２号炉原子炉補助建屋
並びに１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策
所の基礎底面における地震時最大接地圧によ

炉格納施設、１号炉及び２号炉原子炉補助建屋

炉格納施設、１号炉及び２号炉原子炉補助建屋

並びに１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策
所の基礎底面における地震時最大接地圧によ並びに１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策
所の基礎底面における地震時最大接地圧により評価を実施した。
３号炉及び４号炉原子炉建屋の基礎底面における地震時最大接地圧は、３号炉が3.4N/mm2、４号炉が 4.2N/mm2 である。３号炉及び４号炉原子炉補助建屋の基礎底面における地震時最大接地圧は 4.0N/mm2 である。１号炉及び２号炉原子炉格納施設の基礎底面における地震時最大接地圧は、１号炉がり評価を実施した。

り評価を実施した。

３号炉及び４号炉原子炉建屋の基礎底面における地震時最大接地圧は、３号炉が3.4N/mm2、４号炉が 4.2N/mm2 である。３号炉及び４号炉原子炉補助建屋の基礎底面における地震時最大接地圧は 4.0N/mm2 である。１号炉及び２号炉原子炉格納施設の基礎底面における地震時最大接地圧は、１号炉が３号炉及び４号炉原子炉建屋の基礎底面における地震時最大接地圧は、３号炉が3.4N/mm2、４号炉が 4.2N/mm2 である。３号炉及び４号炉原子炉補助建屋の基礎底面における地震時最大接地圧は 4.0N/mm2 である。１号炉及び２号炉原子炉格納施設の基礎底面における地震時最大接地圧は、１号炉が2.3N/mm2、２号炉が 2.5N/mm2 である。１

2.3N/mm2、２号炉が 2.5N/mm2 である。１

2.3N/mm2、２号炉が 2.5N/mm2 である。１

号炉及び２号炉原子炉補助建屋の基礎底面における地震時最大接地圧は 3.6N/mm2 である。また、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所の基礎底面における地震時最大接地圧
は 3.2N/mm2 である。基礎底面における支持力に対する解析結果を第 3.6.2 表～第 3.6.8 表に示す。
３号炉及び４号炉原子炉建屋、３号炉及び４号炉原子炉補助建屋、１号炉及び２号炉原子炉格納施設並びに１号炉及び２号炉原子炉補号炉及び２号炉原子炉補助建屋の基礎底面における地震時最大接地圧は 3.6N/mm2 である。また、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所の基礎底面における地震時最大接地圧
は 2.8N/mm2 である。基礎底面における支持力に対する解析結果を第 3.6.2 表～第 3.6.8 表に示す。
３号炉及び４号炉原子炉建屋、３号炉及び４号炉原子炉補助建屋、１号炉及び２号炉原子炉格納施設並びに１号炉及び２号炉原子炉補号炉及び２号炉原子炉補助建屋の基礎底面における地震時最大接地圧は 3.6N/mm2 である。また、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所の基礎底面における地震時最大接地圧
は 2.8N/mm2 である。基礎底面における支持 緊急時対策所の背後斜面
力に対する解析結果を第 3.6.2 表～第 3.6.8 表 形状の変更を反映（審査会合で説明済み）に示す。
３号炉及び４号炉原子炉建屋、３号炉及び４号炉原子炉補助建屋、１号炉及び２号炉原子炉格納施設並びに１号炉及び２号炉原子炉補助建屋の基礎地盤の大部分は、〔ＣＨ〕級以上の岩盤で構成されている。また、１号、２号、

助建屋の基礎地盤の大部分は、〔ＣＨ〕級以上の岩盤で構成されている。また、１号、２号、

助建屋の基礎地盤の大部分は、〔ＣＨ〕級以上の岩盤で構成されている。また、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所の基礎地盤の大部分は、〔ＣＭ〕級の岩盤で構成されている。

３号及び４号炉緊急時対策所の基礎地盤の大部分は、〔ＣＭ〕級の岩盤で構成されている。

３号及び４号炉緊急時対策所の基礎地盤の大部分は、〔ＣＭ〕級の岩盤で構成されている。

岩盤の支持力試験結果から、〔ＣＨ〕級の極限
支持力は 20.8N/mm2 以上、〔ＣＭ〕級の極限
支持力は 9.8N/mm2 以上であると評価できる
ので、基礎地盤は十分な支持力を有している。
以上のことから、基礎地盤は十分な支持力を有している。

岩盤の支持力試験結果から、〔ＣＨ〕級の極限
支持力は 20.8N/mm2 以上、〔ＣＭ〕級の極限
支持力は 9.8N/mm2 以上であると評価できる
ので、基礎地盤は十分な支持力を有している。
以上のことから、基礎地盤は十分な支持力を有している。

岩盤の支持力試験結果から、〔ＣＨ〕級の極限〔ＣＭ〕級の極限
支持力は 20.8N/mm2 以上、支持力は 9.8N/mm2 以上であると評価できる
ので、基礎地盤は十分な支持力を有している。
以上のことから、基礎地盤は十分な支持力を有している。

b. すべりに対する安全性
すべり安全率は、想定すべり面上の応力状態を基に、すべり面上のせん断抵抗力の和をすべ
り面上のせん断力の和で除して求めた。想定すb. すべりに対する安全性
すべり安全率は、想定すべり面上の応力状態を基に、すべり面上のせん断抵抗力の和をすべ
り面上のせん断力の和で除して求めた。想定すb. すべりに対する安全性
すべり安全率は、想定すべり面上の応力状態を基に、すべり面上のせん断抵抗力の和をすべ
り面上のせん断力の和で除して求めた。想定す通し番号- 5 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2020.1.29 許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26 申請）

高浜３，４号炉補正申請書（2020.8.20 申請）

補正申請書（３，４号炉）

変更理由

べり面は建屋底面を通るすべり面、破砕帯沿い
すべり面、及び局所安全係数やモビライズド面の向きを考慮したすべり面について検討した。
３号炉及び４号炉原子炉建屋基礎地盤の最
小すべり安全率は 5.3 であり、すべり安全率の評価基準値 1.5 を上回っている。１号炉及び２
号炉原子炉格納施設基礎地盤の最小すべり安
全率は 7.9、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所の最小すべり安全率は 12.2 であり、すべり安全率の評価基準値 1.5 を上回っている。

べり面は建屋底面を通るすべり面、破砕帯沿い
すべり面、及び局所安全係数やモビライズド面

べり面は建屋底面を通るすべり面、破砕帯沿い
すべり面、及び局所安全係数やモビライズド面の向きを考慮したすべり面について検討した。

の向きを考慮したすべり面について検討した。

３号炉及び４号炉原子炉建屋基礎地盤の最
小すべり安全率は 5.3 であり、すべり安全率の評価基準値 1.5 を上回っている。１号炉及び２
号炉原子炉格納施設基礎地盤の最小すべり安
全率は 7.9、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所の最小すべり安全率は 13.5 であり、すべり安全率の評価基準値 1.5 を上回っている。

３号炉及び４号炉原子炉建屋基礎地盤の最
小すべり安全率は 5.3 であり、すべり安全率の評価基準値 1.5 を上回っている。１号炉及び２
号炉原子炉格納施設基礎地盤の最小すべり安
全率は 7.9、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所の最小すべり安全率は 13.5 であり、 緊急時対策所の背後斜面
すべり安全率の評価基準値 1.5 を上回ってい 形状の変更を反映（審査会合で説明済み）
る。

また、地盤物性のばらつきを考慮し、地盤物性のうちせん断強度について「平均値－1.0×
標準偏差（σ）」とした場合の安定解析結果についても、最小すべり安全率は評価基準値 1.5

また、地盤物性のばらつきを考慮し、地盤物性のうちせん断強度について「平均値－1.0×
標準偏差（σ）」とした場合の安定解析結果についても、最小すべり安全率は評価基準値 1.5

また、地盤物性のばらつきを考慮し、地盤物性のうちせん断強度について「平均値－1.0×
標準偏差（σ）」とした場合の安定解析結果についても、最小すべり安全率は評価基準値 1.5を上回っている。すべり安全率一覧表を第3.6.9 表～第 3.6.15 表に示す。
以上のことから、基礎地盤はすべりに対して十分な安全性を有している。
c. 基礎底面の傾斜に対する安全性
基礎底面の傾斜は、基礎底面両端の鉛直方向の相対変位を基礎底面幅で除して求めた。地震時における３号炉及び４号炉原子炉建屋基礎
底面の最大傾斜は３号炉側で 1/21,000、４号
炉側で 1/22,600 である。３号炉及び４号炉原
子炉補助建屋基礎底面の最大傾斜は 1/14,000である。１号炉及び２号炉原子炉格納施設基礎
底面の最大傾斜は１号炉側で 1/26,100、２号
炉側で 1/24,600 である。１号炉及び２号炉原子炉補助建屋基礎底面の最大傾斜は 1/12,500である。また、１号、２号、３号及び４号炉緊
急時対策所基礎底面の最大傾斜は 1/20,000 でを上回っている。すべり安全率一覧表を第3.6.9 表～第 3.6.15 表に示す。
以上のことから、基礎地盤はすべりに対して十分な安全性を有している。
c. 基礎底面の傾斜に対する安全性
基礎底面の傾斜は、基礎底面両端の鉛直方向の相対変位を基礎底面幅で除して求めた。地震時における３号炉及び４号炉原子炉建屋基礎
底面の最大傾斜は３号炉側で 1/21,000、４号
炉側で 1/22,600 である。３号炉及び４号炉原
子炉補助建屋基礎底面の最大傾斜は 1/14,000である。１号炉及び２号炉原子炉格納施設基礎
底面の最大傾斜は１号炉側で 1/26,100、２号
炉側で 1/24,600 である。１号炉及び２号炉原子炉補助建屋基礎底面の最大傾斜は 1/12,500である。また、１号、２号、３号及び４号炉緊
急時対策所基礎底面の最大傾斜は 1/21,400 でを上回っている。すべり安全率一覧表を第緊急時対策所の背後斜面
3.6.9 表～第 3.6.15 表に示す。
以上のことから、基礎地盤はすべりに対して 形状の変更を反映（審査会合で説明済み）
十分な安全性を有している。
c. 基礎底面の傾斜に対する安全性
基礎底面の傾斜は、基礎底面両端の鉛直方向の相対変位を基礎底面幅で除して求めた。地震ある。
基礎底面両端の鉛直方向の最大相対変位・最大傾斜を第 3.6.16 表～第 3.6.22 表に示す。基礎底面に生じる傾斜は、評価基準値の目安であある。
基礎底面両端の鉛直方向の最大相対変位・最大傾斜を第 3.6.16 表～第 3.6.22 表に示す。基礎底面に生じる傾斜は、評価基準値の目安であある。
基礎底面両端の鉛直方向の最大相対変位・最大傾斜を第 3.6.16 表～第 3.6.22 表に示す。基礎底面に生じる傾斜は、評価基準値の目安であ時における３号炉及び４号炉原子炉建屋基礎
底面の最大傾斜は３号炉側で 1/21,000 、４号
炉側で 1/22,600 である。３号炉及び４号炉原
子炉補助建屋基礎底面の最大傾斜は 1/14,000である。１号炉及び２号炉原子炉格納施設基礎
底面の最大傾斜は１号炉側で 1/26,100 、２号
炉側で 1/24,600 である。１号炉及び２号炉原子炉補助建屋基礎底面の最大傾斜は 1/12,500である。また、１号、２号、３号及び４号炉緊
急時対策所基礎底面の最大傾斜は 1/21,400 で 緊急時対策所の背後斜面
形状の変更を反映（審査会合で説明済み）
緊急時対策所の背後斜面
形状の変更を反映

通し番号- 6 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2020.1.29 許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26 申請）

高浜３，４号炉補正申請書（2020.8.20 申請）

補正申請書（３，４号炉）

変更理由

る 1/2,000 を下回っていることから、重要な機器・系統の安全機能に支障を与えるものではない。
以上のことから、基礎地盤は傾斜に対して十分な安全性を有している。
上記のほか、３号及び４号炉海水取水トンネ
ルは〔ＣＭ〕級以上の岩盤内に位置する地下構

る 1/2,000 を下回っていることから、重要な機器・系統の安全機能に支障を与えるものではない。
以上のことから、基礎地盤は傾斜に対して十分な安全性を有している。
上記のほか、３号及び４号炉海水取水トンネ
ルは〔ＣＭ〕級以上の岩盤内に位置する地下構

る 1/2,000 を下回っていることから、重要な機 （審査会合で説明済み）
器・系統の安全機能に支障を与えるものではない。
以上のことから、基礎地盤は傾斜に対して十分な安全性を有している。
上記のほか、３号及び４号炉海水取水トンネ
ルは〔ＣＭ〕級以上の岩盤内に位置する地下構造物であることから、十分な支持性能を有している。また、３号及び４号炉海水取水トンネルと破砕帯が交差する箇所についても、破砕帯の影響を考慮した設計としていることから、基準造物であることから、十分な支持性能を有している。また、３号及び４号炉海水取水トンネルと破砕帯が交差する箇所についても、破砕帯の影響を考慮した設計としていることから、基準造物であることから、十分な支持性能を有している。また、３号及び４号炉海水取水トンネルと破砕帯が交差する箇所についても、破砕帯の影響を考慮した設計としていることから、基準

地震動 Ss による地震力により安全機能に重大な影響を与えるおそれはない。

地震動 Ss による地震力により安全機能に重大な影響を与えるおそれはない。

地震動 Ss による地震力により安全機能に重大な影響を与えるおそれはない。

3.6.1.3 地殻変動による基礎地盤の変形の影響評価
敷地内及び敷地近傍には、将来活動する可能性のある断層等が分布しないことを確認していることから、敷地において地殻の広域的な変形による著しい地盤の傾斜が生じることはないが、敷地に比較的近く規模が大きいＦ
Ｏ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層の活動に伴い生じる地盤の傾斜について評価を実施した。地
殻変動量は Okada(1992) (157)の手法により算出した。その結果、地盤の最大傾斜は
1/29,600 であり、地震動による傾斜との重畳を考慮した場合においても、基礎底面の最大傾斜は３号炉原子炉建屋で 1/12,200、４号炉
原子炉建屋で 1/12,800、３号炉及び４号炉原
子炉補助建屋で 1/9,500、１号炉原子炉格納施
設 で 1/13,800 、 ２ 号炉 原 子 炉 格 納 施 設 で
1/13,400、１号炉及び２号炉原子炉補助建屋
で 1/8,700、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所で 1/11,900 であり、評価基準値の目安である 1/2,000 を下回っていることから、

3.6.1.3 地殻変動による基礎地盤の変形の影響評価
敷地内及び敷地近傍には、将来活動する可能性のある断層等が分布しないことを確認していることから、敷地において地殻の広域的な変形による著しい地盤の傾斜が生じることはないが、敷地に比較的近く規模が大きいＦ
Ｏ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層の活動に伴い生じる地盤の傾斜について評価を実施した。地
殻変動量は Okada(1992) (157)の手法により算出した。その結果、地盤の最大傾斜は
1/29,600 であり、地震動による傾斜との重畳を考慮した場合においても、基礎底面の最大傾斜は３号炉原子炉建屋で 1/12,200、４号炉
原子炉建屋で 1/12,800、３号炉及び４号炉原
子炉補助建屋で 1/9,500、１号炉原子炉格納施
設 で 1/13,800 、 ２ 号 炉 原 子 炉 格 納 施 設 で
1/13,400 、１号炉及び２号炉原子炉補助建屋
で 1/8,700、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所で 1/12,400 であり、評価基準値の目安である 1/2,000 を下回っていることから、重要な機器・系統の安全機能に支障を与える
ものではない。

重要な機器・系統の安全機能に支障を与える
ものではない。

3.6.1.3 地殻変動による基礎地盤の変形の影響評価
敷地内及び敷地近傍には、将来活動する可能性のある断層等が分布しないことを確認していることから、敷地において地殻の広域的な変形による著しい地盤の傾斜が生じることはないが、敷地に比較的近く規模が大きいＦ
Ｏ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層の活動に伴い生じる地盤の傾斜について評価を実施した。地
殻変動量は Okada(1992) (157)の手法により算出した。その結果、地盤の最大傾斜は
1/29,600 であり、地震動による傾斜との重畳を考慮した場合においても、基礎底面の最大傾斜は３号炉原子炉建屋で 1/12,200、４号炉
原子炉建屋で 1/12,800、３号炉及び４号炉原
子炉補助建屋で 1/9,500、１号炉原子炉格納施
設 で 1/13,800 、 ２ 号 炉 原 子 炉 格 納 施 設 で
1/13,400、１号炉及び２号炉原子炉補助建屋
で 1/8,700、１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所で 1/12,400 であり、評価基準値の目 緊急時対策所の背後斜面
安である 1/2,000 を下回っていることから、 形状の変更を反映
重要な機器・系統の安全機能に支障を与える （審査会合で説明済み）
ものではない。

通し番号- 7 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2020.1.29 許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26 申請）

高浜３，４号炉補正申請書（2020.8.20 申請）

補正申請書（３，４号炉）

変更理由

3.6.2 周辺斜面の安定性評価
耐震重要施設及び常設重大事故等対処施設の周辺斜面の地震時の安定性評価について、以下の検討を実施した。
(1) 解析条件
a. 解析断面安定性評価の対象とする斜面は耐震重要施
設及び常設重大事故等対処施設と周辺斜面との離隔距離及び施設との位置関係を考慮して抽出した。

3.6.2 周辺斜面の安定性評価
耐震重要施設及び常設重大事故等対処施設の周辺斜面の地震時の安定性評価について、以下の検討を実施した。
(1) 解析条件
a. 解析断面安定性評価の対象とする斜面は耐震重要施
設及び常設重大事故等対処施設と周辺斜面との離隔距離及び施設との位置関係を考慮して抽出した。

離隔距離を考慮するに当たっては、「原子力発電所耐震設計技術指針 JEAG4601-1987」(158)及び土砂災害防止法(159)を参考とし、その結果、評価対象斜面として３号炉及び４号炉
原子炉建屋並びに３号炉及び４号炉原子炉補離隔距離を考慮するに当たっては、「原子力発電所耐震設計技術指針 JEAG4601-1987」(158)及び土砂災害防止法(159)を参考とし、その結果、評価対象斜面として３号炉及び４号炉
原子炉建屋並びに３号炉及び４号炉原子炉補助建屋周辺斜面、１号、２号、３号及び４号炉
緊急時対策所周辺斜面並びに１号、２号、３号及び４号炉取水路防潮ゲート周辺斜面を抽出した。評価対象斜面位置図を第 3.6.20 図に示す。
各評価対象斜面について、周辺斜面の斜面高

助建屋周辺斜面、１号、２号、３号及び４号炉
緊急時対策所周辺斜面並びに１号、２号、３号及び４号炉取水路防潮ゲート周辺斜面を抽出した。評価対象斜面位置図を第 3.6.20 図に示す。
各評価対象斜面について、周辺斜面の斜面高
さ、勾配、風化岩層の厚さ及びすべりの方向を

離隔距離を考慮するに当たっては、「原子力発電所耐震設計技術指針 JEAG4601-1987」(158)及び土砂災害防止法(159)を参考とし、その結果、評価対象斜面として１号炉及び２号炉 潮位計の全共用化及び潮原子炉格納施設並びに１号炉及び２号炉原子 位計の追加設置のため
炉補助建屋周辺斜面、３号炉及び４号炉原子炉
建屋並びに３号炉及び４号炉原子炉補助建屋
周辺斜面、２号炉海水ポンプ室周辺斜面、１号、 潮位計の追加設置のため
２号、３号及び４号炉緊急時対策所周辺斜面並
びに１号、２号、３号及び４号炉取水路防潮ゲート周辺斜面を抽出した。なお、１号炉及び２ 潮位計の全共用化及び潮号炉原子炉格納施設並びに１号炉及び２号炉 位計の追加設置のため考慮して、山頂を通る断面、斜面勾配が急な断原子炉補助建屋周辺斜面、２号炉海水ポンプ室

面等、最も厳しい評価となると想定される断面を選定し解析断面とした。解析断面位置図を第3.6.20 図に示す。

周辺斜面の安定性評価については、１号炉の「1.7 原子炉施設（特定重大事故等対処施設を除く。
）設置位置付近の地盤の安定性評価」に記載のとおりである。評価対象斜面位置図を第 潮位計の全共用化及び潮位計の追加設置等のため
3.6.20 図に示す。
各評価対象斜面について、周辺斜面の斜面高

さ、勾配、風化岩層の厚さ及びすべりの方向を考慮して、山頂を通る断面、斜面勾配が急な断面等、最も厳しい評価となると想定される断面を選定し解析断面とした。解析断面位置図を第3.6.20 図に示す。

3.6.2 周辺斜面の安定性評価
耐震重要施設及び常設重大事故等対処施設の周辺斜面の地震時の安定性評価について、以下の検討を実施した。
(1) 解析条件
a. 解析断面安定性評価の対象とする斜面は耐震重要施
設及び常設重大事故等対処施設と周辺斜面との離隔距離及び施設との位置関係を考慮して抽出した。

さ、勾配、風化岩層の厚さ及びすべりの方向を考慮して、山頂を通る断面、斜面勾配が急な断b. 解析モデル及び境界条件

b. 解析モデル及び境界条件

面等、最も厳しい評価となると想定される断面を選定し解析断面とした。解析断面位置図を第 潮位計の全共用化及び潮3.6.20 図に示す。
位計の追加設置等のため
b. 解析モデル及び境界条件

通し番号- 8 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2020.1.29 許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26 申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20 申請）

変更理由

ボーリング調査等の結果に基づいて作成した地質断面図を工学的見地にたって検討を行い、第 3.6.3 図、第 3.6.8 図及び第 3.6.21 図に示す解析用要素分割図を作成した。また、３号
炉及び４号炉原子炉建屋並びに３号炉及び４ボーリング調査等の結果に基づいて作成した地質断面図を工学的見地にたって検討を行い、第 3.6.3 図、第 3.6.8 図及び第 3.6.21 図に示す解析用要素分割図を作成した。また、３号
炉及び４号炉原子炉建屋並びに３号炉及び４号炉原子炉補助建屋周辺斜面においては、斜面補強工として設置されている連続地中壁及び抑止ぐいを考慮した。連続地中壁については平面ひずみ要素として、抑止ぐいについてははり
要素としてモデル化した。
静的解析における境界条件は、モデル下端を号炉原子炉補助建屋周辺斜面においては、斜面補強工として設置されている連続地中壁及び抑止ぐいを考慮した。連続地中壁については平面ひずみ要素として、抑止ぐいについてははり
要素としてモデル化した。
静的解析における境界条件は、モデル下端をボーリング調査等の結果に基づいて作成した地質断面図を工学的見地にたって検討を行い、第 3.6.3 図、第 3.6.8 図及び第 3.6.21 図に 緊急時対策所の背後斜面
示す解析用要素分割図を作成した。また、３号 形状の変更を反映
炉及び４号炉原子炉建屋並びに３号炉及び４ （審査会合で説明済み）
号炉原子炉補助建屋周辺斜面においては、斜面補強工として設置されている連続地中壁及び抑止ぐいを考慮した。連続地中壁については平面ひずみ要素として、抑止ぐいについてははり
要素としてモデル化した。
静的解析における境界条件は、モデル下端を固定境界、側方を鉛直ローラ境界とした。また、

固定境界、側方を鉛直ローラ境界とした。また、

固定境界、側方を鉛直ローラ境界とした。また、動的解析における境界条件は、モデル下端を粘性境界、側方をエネルギー伝達境界とした。
e. 地下水位解析用地下水位は、地下水位観測結果を考慮

動的解析における境界条件は、モデル下端を粘性境界、側方をエネルギー伝達境界とした。
e. 地下水位解析用地下水位は、地下水位観測結果を考慮

動的解析における境界条件は、モデル下端を粘性境界、側方をエネルギー伝達境界とした。
e. 地下水位解析用地下水位は、地下水位観測結果を考慮

し、斜面部については〔ＣＬ〕級岩盤上端に設定した。また建屋部については建屋基礎底面、その他の箇所については地表面に設定した。解析用地下水位を第 3.6.14 図、第 3.6.19 図及び第 3.6.22 図に示す。
(3) 解析結果
すべり安全率は、想定すべり面上の応力状態を基に、すべり面上のせん断抵抗力の和をすべし、斜面部については〔ＣＬ〕級岩盤上端に設定した。また建屋部については建屋基礎底面、その他の箇所については地表面に設定した。解析用地下水位を第 3.6.14 図、第 3.6.19 図及び第 3.6.22 図に示す。
(3) 解析結果
すべり安全率は、想定すべり面上の応力状態を基に、すべり面上のせん断抵抗力の和をすべ

り面上のせん断力の和で除して求めた。想定す
べり面は円弧すべりを想定し、すべり面法により岩級区分等各条件における最小すべり安全率を示すすべり面及び局所安全係数やモビラ
イズド面の向きを考慮したすべり面について

り面上のせん断力の和で除して求めた。想定す
べり面は円弧すべりを想定し、すべり面法により岩級区分等各条件における最小すべり安全率を示すすべり面及び局所安全係数やモビラ
イズド面の向きを考慮したすべり面について

り面上のせん断力の和で除して求めた。想定す
べり面は円弧すべりを想定し、すべり面法により岩級区分等各条件における最小すべり安全率を示すすべり面及び局所安全係数やモビラ
イズド面の向きを考慮したすべり面について検討した。
３号炉及び４号炉原子炉建屋並びに３号炉
及び４号炉原子炉補助建屋周辺斜面における検討した。
３号炉及び４号炉原子炉建屋並びに３号炉
及び４号炉原子炉補助建屋周辺斜面における検討した。
３号炉及び４号炉原子炉建屋並びに３号炉
及び４号炉原子炉補助建屋周辺斜面における最小すべり安全率は 1.3 であり、すべり安全率の評価基準値 1.2 を上回っている。１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所周辺斜面における最小すべり安全率は 1.8、１号、２号、３号

最小すべり安全率は 1.3 であり、すべり安全率の評価基準値 1.2 を上回っている。１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所周辺斜面における最小すべり安全率は 1.7、１号、２号、３号

最小すべり安全率は 1.3 であり、すべり安全率の評価基準値 1.2 を上回っている。１号、２号、３号及び４号炉緊急時対策所周辺斜面における最小すべり安全率は 1.7、１号、２号、３号 緊急時対策所の背後斜面

し、斜面部については〔ＣＬ〕級岩盤上端に設定した。また建屋部については建屋基礎底面、その他の箇所については地表面に設定した。解析用地下水位を第 3.6.14 図、第 3.6.19 図及び 緊急時対策所の背後斜面
第 3.6.22 図に示す。
形状の変更を反映（審査会合で説明済み）(3) 解析結果
すべり安全率は、想定すべり面上の応力状態を基に、すべり面上のせん断抵抗力の和をすべ

通し番号- 9 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2020.1.29 許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26 申請）

高浜３，４号炉補正申請書（2020.8.20 申請）

補正申請書（３，４号炉）

変更理由

及び４号炉取水路防潮ゲート周辺斜面における最小すべり安全率は 5.6 であり、すべり安全率の評価基準値 1.2 を上回っている。
また、地盤物性のばらつきを考慮し、地盤物性のうちせん断強度について「平均値－1.0×標
準偏差（σ）」とした場合の安定解析結果についても、最小すべり安全率は評価基準値 1.2 を上回っている。すべり安全率一覧表を第 3.6.23
表～第 3.6.25 表に示す。
また、斜面補強工のせん断破壊及び曲げ破壊
及び根入れ部周辺地盤に対する照査を行い、地及び４号炉取水路防潮ゲート周辺斜面における最小すべり安全率は 5.6 であり、すべり安全率の評価基準値 1.2 を上回っている。
また、地盤物性のばらつきを考慮し、地盤物性のうちせん断強度について「平均値－1.0×標
準偏差（σ）」とした場合の安定解析結果についても、最小すべり安全率は評価基準値 1.2 を上回っている。すべり安全率一覧表を第 3.6.23
表～第 3.6.25 表に示す。
また、斜面補強工のせん断破壊及び曲げ破壊
及び根入れ部周辺地盤に対する照査を行い、地及び４号炉取水路防潮ゲート周辺斜面における最小すべり安全率は 5.6 であり、すべり安全率の評価基準値 1.2 を上回っている。
また、地盤物性のばらつきを考慮し、地盤物性のうちせん断強度について「平均値－1.0×標
準偏差（σ）」とした場合の安定解析結果についても、最小すべり安全率は評価基準値 1.2 を上回っている。すべり安全率一覧表を第 3.6.23
表～第 3.6.25 表に示す。
また、斜面補強工のせん断破壊及び曲げ破壊
及び根入れ部周辺地盤に対する照査を行い、地形状の変更を反映（審査会合で説明済み）

震時においても健全性を確保していることを確認している。
以上のことから、周辺斜面は、すべりに対して十分な安全性を有している。

震時においても健全性を確保していることを確認している。
以上のことから、周辺斜面は、すべりに対して十分な安全性を有している。

震時においても健全性を確保していることを （審査会合で説明済み）
確認している。
以上のことから、周辺斜面は、すべりに対して十分な安全性を有している。

【3.6.24 表】

緊急時対策所の背後斜面
形状の変更を反映

通し番号- 10 -

高浜発電所

7. 津波

高浜３，４号炉 当初申請書（2019.9.26申請）
7. 津波

高浜３，４号炉
7. 津波

7.1 敷地周辺に影響を及ぼした過去の津波

7.1 敷地周辺に影響を及ぼした過去の津波

7.1 敷地周辺に影響を及ぼした過去の津波

7.2 基準津波の策定
7.2.1 津波伝播計算手法及び計算条件
7.2.2 地震に起因する津波
7.2.2.1 評価方法
7.2.2.2 既往津波の再現性の確認
7.2.2.3 検討対象波源の選定
7.2.2.4 検討対象波源による津波の評価

7.2 基準津波の策定
7.2.1 津波伝播計算手法及び計算条件
7.2.2 地震に起因する津波
7.2.2.1 評価方法
7.2.2.2 既往津波の再現性の確認
7.2.2.3 検討対象波源の選定
7.2.2.4 検討対象波源による津波の評価

7.2 基準津波の策定
7.2.1 津波伝播計算手法及び計算条件
7.2.2 地震に起因する津波
7.2.2.1 評価方法
7.2.2.2 既往津波の再現性の確認
7.2.2.3 検討対象波源の選定
7.2.2.4 検討対象波源による津波の評価

7.2.2.5 行政機関の波源モデルによる津波
7.2.3 地震以外に起因する津波
7.2.3.1 海底地すべりによる津波の評価(1) 検討対象となる海底地すべりの抽出(2) 評価対象とする海底地すべりの選定(3) 海底地すべりによる地形変化の算出(4) 海底地すべりによる津波の評価方法(5) 海底地すべりによる津波の評価結果

7.2.2.5 行政機関の波源モデルによる津波
7.2.3 地震以外に起因する津波
7.2.3.1 海底地すべりによる津波の評価(1) 検討対象となる海底地すべりの抽出(2) 評価対象とする海底地すべりの選定(3) 海底地すべりによる地形変化の算出(4) 海底地すべりによる津波の評価方法(5) 海底地すべりによる津波の評価結果

7.2.3.2 陸上の斜面崩壊（地すべり）に起因する津波
評価
7.2.3.3 火山現象に起因する津波評価

7.2.3.2 陸上の斜面崩壊（地すべり）に起因する津波
評価
7.2.3.3 火山現象に起因する津波評価

7.2.2.5 行政機関の波源モデルによる津波
7.2.3 地震以外に起因する津波
7.2.3.1 海底地すべりによる津波の評価(1) 検討対象となる海底地すべりの抽出(2) 評価対象とする海底地すべりの選定(3) 海底地すべりによる地形変化の算出(4) 海底地すべりによる津波の評価方法(5) 海底地すべりによる津波の評価結果(6) 海底地すべりのうち施設影響が生じる波源の 審査結果の反映（規模二位確認
以下の海底地すべりの評
7.2.3.2 陸上の斜面崩壊（地すべり）に起因する津波 価）
評価
7.2.3.3 火山現象に起因する津波評価

7.2.4 津波発生要因の組み合わせに関する検討
7.2.4.1 地震に起因する津波と海底地すべりによる津波の組み合わせ
7.2.4.2 地震に起因する津波と陸上地すべりによる津波の組み合わせ
7.2.5 基準津波の選定

7.2.4 津波発生要因の組み合わせに関する検討
7.2.4.1 地震に起因する津波と海底地すべりによる津波の組み合わせ
7.2.4.2 地震に起因する津波と陸上地すべりによる津波の組み合わせ
7.2.5 基準津波の選定

高浜３，４号炉

既許可申請書（2020.1.29許可）

補正申請書（2020.8.20申請）

補正申請書（３，４号炉）

既許可からの変更理由

7.2.4 津波発生要因の組み合わせに関する検討
7.2.4.1 地震に起因する津波と海底地すべりによる津波の組み合わせ
7.2.4.2 地震に起因する津波と陸上地すべりによる津波の組み合わせ
7.2.5 基準津波の選定
7.2.5.1 基準津波の選定方針
審査結果の反映（基準津波7.2.5.2 基準津波の選定結果（警報が発表されない場 の選定方針の明記、基準津合を除く）
波の選定結果の修正）
7.2.5.3 警報が発表されない場合の基準津波の選定
結果
7.2.5.4 基準津波の策定※当初申請書及び補正申請書の欄はいずれも既許可からの変更箇所を明示している

通し番号- 11 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2020.1.29許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（2020.8.20申請）

7.2.6 基準津波の超過確率の参照

7.2.6 基準津波の超過確率の参照

7.2.6 基準津波の超過確率の参照

7.2.6.1 検討対象波源の設定

7.2.6.1 検討対象波源の設定

7.2.6.1 検討対象波源の設定

7.2.6.2 ロジックツリーの作成

7.2.6.2 ロジックツリーの作成

7.2.6.2 ロジックツリーの作成

7.2.6.3 津波ハザード評価結果

7.2.6.3 津波ハザード評価結果

7.2.6.3 津波ハザード評価結果

7.3 津波に対する安全性

7.3 津波に対する安全性

7.3 津波に対する安全性

7.4 参考文献

7.4 参考文献

7.4 参考文献

補正申請書（３，４号炉）

既許可からの変更理由

通し番号- 12 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

7. 津波
7. 津波
7.1 敷地周辺に影響を及ぼした過去の津波
7.1 敷地周辺に影響を及ぼした過去の津波
敷地周辺の既往津波及び痕跡高について文献調査を実施した。既往津波に関する主要な文献としては、（変更なし）羽 鳥 (1984)(1) 、 国 立 天 文 台 (2014)(2) 、 宇 佐 美 他(2013)(3)、羽鳥(2010)(4)、渡辺(1998)(5)、気象庁(2007)(6)等がある。既往津波の一覧とその概要を第 7.1.1 表に示す。文献調査によると、敷地周辺に影響を与えたと考えられる津波には、1983 年日本海中部地震津波及

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

7. 津波
7.1 敷地周辺に影響を及ぼした過去の津波（変更なし）び 1993 年北海道南西沖地震津波がある。また、地震以外を要因とする日本海における津波の記録として
は、火山現象に伴う山体崩壊を要因とする 1741 年渡島沖の津波があるものの、その他に海底地すべり、陸上の斜面崩壊（地すべり）、火山現象等、地震以外の要因による津波の記録は認められなかった。
さらに、第 7.1.1 図に示す若狭湾沿岸の三方五湖周辺、久々子湖東方陸域及び猪ヶ池において実施した津
波堆積物調査(7)によっても、完新世において、発電所の安全性に影響を与えるような津波の痕跡は認められなかった。

7.2 基準津波の策定
7.2.1 津波伝播計算手法及び計算条件
津波に伴う水位変動の評価は、非線形長波理論に基づき、差分スキームとして Staggered Leap-frog 法を採用した平面二次元モデルによる津波シミュレーションプログラムを用いて実施した。
津波シミュレーションに用いる敷地沿岸域及び海底地形については、海上保安庁等による海底地形図、
海上音波探査記録及び深浅測量結果を用いた。また、

7.2 基準津波の策定
7.2.1 津波伝播計算手法及び計算条件
津波に伴う水位変動の評価は、非線形長波理論に基づき、差分スキームとして Staggered Leap-frog 法を採用した平面二次元モデルによる津波シミュレーションプログラムを用いて実施した。
津波シミュレーションに用いる敷地沿岸域及び海底地形については、海上保安庁等による海底地形図、
海上音波探査記録及び深浅測量結果を用いた。また、

7.2 基準津波の策定
7.2.1 津波伝播計算手法及び計算条件
津波に伴う水位変動の評価は、非線形長波理論に基づき、差分スキームとして Staggered Leap-frog 法を採用した平面二次元モデルによる津波シミュレーションプログラムを用いて実施した。
津波シミュレーションに用いる敷地沿岸域及び海底地形については、海上保安庁等による海底地形図、
海上音波探査記録及び深浅測量結果を用いた。また、敷地の形状及び標高については、発電所の竣工図を用いた。さらに、津波シミュレーションに用いる数値計
算モデルついては、各海水ポンプ室までの水理特性を敷地の形状及び標高については、発電所の竣工図を用いた。さらに、津波シミュレーションに用いる数値計
算モデルついては、各海水ポンプ室までの水理特性を敷地の形状及び標高については、発電所の竣工図を用いた。さらに、津波シミュレーションに用いる数値計
算モデルついては、各海水ポンプ室までの水理特性を考慮した詳細格子分割の数値計算モデル（以下「詳細考慮した詳細格子分割の数値計算モデル（以下「詳細考慮した詳細格子分割の数値計算モデル（以下「詳細通し番号- 13 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

数値計算モデル」という。
）を基本とし、パラメータ
スタディや津波ハザード評価の計算には、取水口及び放水口の前面で完全反射条件とした概略数値計算モ

数値計算モデル」という。）を基本とし、パラメータ
スタディや津波ハザード評価の計算には、取水口及び放水口の前面で完全反射条件とした概略数値計算モ

数値計算モデル」という。
）を基本とし、パラメータ
スタディや津波ハザード評価の計算には、取水口及び放水口の前面で完全反射条件とした概略数値計算モ

デルを用いた。計算上考慮している水深分布図を第7.2.1 図に、概略数値計算モデルの計算条件及び計算モデルを第 7.2.1 表と第 7.2.2 図に、詳細数値計算モ
デルの計算条件及び計算モデルを第 7.2.2 表と第7.2.3 図に示す。また、津波シミュレーションによる津波水位評価点の位置を第 7.2.4 図に示す。
ここで、詳細数値計算モデルによる検討に当たっては、潮位条件（朔望平均満潮位 T.P.+0.49m、朔望平

デルを用いた。計算上考慮している水深分布図を第デルを用いた。計算上考慮している水深分布図を第7.2.1 図に、概略数値計算モデルの計算条件及び計算モデルを第 7.2.1 表と第 7.2.2 図に、詳細数値計算モ
デルの計算条件及び計算モデルを第 7.2.2 表と第7.2.3 図に示す。また、津波シミュレーションによる津波水位評価点の位置を第 7.2.4 図に示す。
ここで、詳細数値計算モデルによる検討に当たっては、潮位条件（朔望平均満潮位 T.P.+0.49m、朔望平

7.2.1 図に、概略数値計算モデルの計算条件及び計算モデルを第 7.2.1 表と第 7.2.2 図に、詳細数値計算モ
デルの計算条件及び計算モデルを第 7.2.2 表と第7.2.3 図に示す。また、津波シミュレーションによる津波水位評価点の位置を第 7.2.4 図に示す。
ここで、詳細数値計算モデルによる検討に当たっては、潮位条件（朔望平均満潮位 T.P.+0.49m、朔望平

均干潮位 T.P.－0.01m：気象庁・舞鶴検潮所の 2007
年 1 月～2011 年 12 月の 5 ヵ年の記録による）に加えて、水位上昇に関する検討では１～４号炉までの循環
水ポンプ及び海水ポンプの稼動をすべて停止した条

均干潮位 T.P.－0.01m：気象庁・舞鶴検潮所の 2007
年 1 月～2011 年 12 月の 5 ヵ年の記録による）に加えて、断層活動に伴う地盤変動を考慮した。また、水位上昇に関する検討では１～４号炉までの循環水ポン
プ及び海水ポンプの稼動をすべて停止した条件を、水位下降に関する検討では海水ポンプをすべて稼動した条件を考慮した。さらに、津波警報が発表されない
可能性のある海底地すべりによる津波 (66) に対しては、通常の潮汐とは異なる潮位変動を観測した際の循環水ポンプ及び海水ポンプの運用を考慮した条件とした。
取水路内に設置した１号、２号、３号及び４号炉取水路防潮ゲート（以下「取水路防潮ゲート」と

均干潮位 T.P.－0.01m：気象庁・舞鶴検潮所の 2007
年 1 月～2011 年 12 月の 5 ヵ年の記録による）に加えて、水位上昇に関する検討では１～４号炉までの循
環水ポンプ及び海水ポンプの稼動をすべて停止した

いう。）及び放水路付近の敷地を囲むように設置した
１号、２号、３号及び４号炉放水口側防潮堤（以下「放水口側防潮堤」という。）を計算モデルに反映したほか、取水口及び放水口付近の陸側境界条件について陸いう。
）及び放水路付近の敷地を囲むように設置した
１号、２号、３号及び４号炉放水口側防潮堤（以下「放件を、水位下降に関する検討では海水ポンプをすべて稼動した条件及び断層活動に伴う地盤変動を考慮した。

また、取水路内に設置した１号、２号、３号及び４号炉取水路防潮ゲート（以下「取水路防潮ゲート」という。）及び放水路付近の敷地を囲むように設置した
１号、２号、３号及び４号炉放水口側防潮堤（以下「放水口側防潮堤」という。）を計算モデルに反映したほか、取水口及び放水口付近の陸側境界条件について陸上遡上を考慮し、取水口及び放水口のカーテンウォー
ルについては、本間公式及び土木研究所(1996)(11)による計算式から、越流量及び開口部通過流量を計算した。

上遡上を考慮し、取水口及び放水口のカーテンウォー
ルについては、本間公式及び土木研究所(1996)(11)による計算式から、越流量及び開口部通過流量を計算した。

さらに、取水路防潮ゲートについては、遠隔操作によるゲート閉止に必要な時間を考慮して、閉止時間前に第 1 波のピークが到達する津波に対しては「開」の条件とし、それ以外の津波については「閉」の条件をさらに、取水路防潮ゲートについては、遠隔操作によるゲート閉止に必要な時間を考慮して、閉止時間前に第 1 波のピークが到達する津波に対しては「開」の条件とし、それ以外の津波については「閉」の条件を既許可からの変更理由

条件を、水位下降に関する検討では海水ポンプをすべて稼動した条件及び断層活動に伴う地盤変動を考慮した。ただし、警報が発表されない場合(66)の水位下 審査結果の反映（警報降に関する検討では、１～４号炉までの循環水ポンプ が発表されない場合
及び海水ポンプをすべて稼働した条件を考慮した。 の取水条件）

また、取水路内に設置した１号、２号、３号及び４号炉取水路防潮ゲート（以下「取水路防潮ゲート」と

水口側防潮堤」という。）を計算モデルに反映したほか、取水口及び放水口付近の陸側境界条件について陸上遡上を考慮し、取水口及び放水口のカーテンウォー
ルについては、本間公式及び土木研究所 (1996)(11)による計算式から、越流量及び開口部通過流量を計算した。
さらに、取水路防潮ゲートについては、遠隔操作によるゲート閉止に必要な時間を考慮して、閉止時間前に第 1 波のピークが到達する津波に対しては「開」の条件とし、それ以外の津波については「閉」の条件

通し番号- 14 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由を設定した。ただし、警報が発表されない場合(66)で 審査結果の反映（警報は、取水路防潮ゲートを閉止できないことから、取水 が発表されない場合
路防潮ゲートについては「開」の条件を設定した。な はゲート開で評価）
お、取水路防潮ゲート「開」時の開口部より上部については、計算上カーテンウォールとして取り扱った。

１号炉及び２号炉海水ポンプ室の取水経路である
１号及び２号炉非常用海水路、３号及び４号炉海水ポ
ンプ室（以下「３，４号炉海水ポンプ室」という。）

設定した。これに加えて、津波警報が発表されない可能性のある海底地すべりによる津波(66)に対しては、
通常の潮汐とは異なる潮位変動を観測した際の取水路防潮ゲートの閉止運用を考慮した条件も設定した。
なお、取水路防潮ゲート「開」時の開口部より上部については、計算上カーテンウォールとして取り扱った。
１号炉及び２号炉海水ポンプ室の取水経路である
１号及び２号炉非常用海水路、３号及び４号炉海水ポ
ンプ室（以下「３，４号炉海水ポンプ室」という。）の取水経路である３号及び４号炉海水取水トンネルの取水経路である３号及び４号炉海水取水トンネルの取水経路である３号及び４号炉海水取水トンネル

並びに海水路については、平面二次元モデルによる津波シミュレーションに仮想スロットモデルによる一並びに海水路については、平面二次元モデルによる津波シミュレーションに仮想スロットモデルによる一並びに海水路については、平面二次元モデルによる津波シミュレーションに仮想スロットモデルによる一次元不定流計算を接続して検討を行った。

次元不定流計算を接続して検討を行った。

次元不定流計算を接続して検討を行った。

7.2.2 地震に起因する津波
7.2.2.1 評価方法
地震に起因する津波に伴う水位変動の評価は、土木学会(2002)(8)に基づき実施した。
まず、既往津波について津波シミュレーションを行
い、計算結果と実際の津波痕跡高との比較による既往津波の再現性の検討を行い、数値計算モデル及び計算方法の妥当性確認を行った。
次に、文献調査及び敷地周辺の地質調査結果から検7.2.2 地震に起因する津波
7.2.2.1 評価方法
地震に起因する津波に伴う水位変動の評価は、土木学会(2016)(8)に基づき実施した。
まず、既往津波について津波シミュレーションを行
い、計算結果と実際の津波痕跡高との比較による既往津波の再現性の検討を行い、数値計算モデル及び計算方法の妥当性確認を行った。
次に、文献調査及び敷地周辺の地質調査結果から検7.2.2 地震に起因する津波
7.2.2.1 評価方法
地震に起因する津波に伴う水位変動の評価は、土木学会(2016)(8)に基づき実施した。
記載の適正化
まず、既往津波について津波シミュレーションを行
い、計算結果と実際の津波痕跡高との比較による既往津波の再現性の検討を行い、数値計算モデル及び計算方法の妥当性確認を行った。
次に、文献調査及び敷地周辺の地質調査結果から検討対象となる海域活断層を抽出し、パラメータスタデ
ィを行うことにより、敷地への影響が最も大きくなる
ような検討対象波源を選定した。さらに、選定された
検討対象波源により第 7.2.4 図に示す評価点における水位変動を検討し、潮位条件を考慮した津波水位を算出した。

討対象となる海域活断層を抽出し、パラメータスタデ
ィを行うことにより、敷地への影響が最も大きくなる
ような検討対象波源を選定した。さらに、選定された
検討対象波源により第 7.2.4 図に示す評価点における水位変動を検討し、潮位条件を考慮した津波水位を算出した。

討対象となる海域活断層を抽出し、パラメータスタデ
ィを行うことにより、敷地への影響が最も大きくなる
ような検討対象波源を選定した。さらに、選定された
検討対象波源により第 7.2.4 図に示す評価点における水位変動を検討し、潮位条件を考慮した津波水位を算出した。

7.2.2.2 既往津波の再現性の確認
過去に、敷地周辺に比較的大きな水位変動を与えたと考えられる津波には、日本海東縁部を波源とする
1983 年日本海中部地震津波及び 1993 年北海道南西沖地震津波があり、発電所において、1983 年日本海

7.2.2.2 既往津波の再現性の確認

7.2.2.2 既往津波の再現性の確認（変更なし）（変更なし）

設定した。なお、取水路防潮ゲート「開」時の開口部より上部については、計算上カーテンウォールとして取り扱った。

１号炉及び２号炉海水ポンプ室の取水経路である
１号及び２号炉非常用海水路、３号及び４号炉海水ポ
ンプ室（以下「３，４号炉海水ポンプ室」という。
）

通し番号- 15 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

中部地震津波では 0.85m の振幅を、1993 年北海道南西沖地震津波では T.P.－0.02m～T.P.+0.67m（T.P.は東京湾平均海面）の水位変動を記録している。両地震
津波による発電所周辺の津波痕跡高(12)～(16)を第 7.2.5
図及び第 7.2.6 図に示す。これらの知見等を踏まえ、
上記津波を対象とした津波シミュレーションを実施
し、計算結果と敷地周辺及び日本海沿岸における津波
痕跡高との比較により再現性の評価を行い、数値計算モデル及び計算手法の妥当性を確認した。結果を第7.2.7 図に示す。

7.2.2.3 検討対象波源の選定
文献調査及び敷地周辺の地質調査結果を踏まえ、発電所へ大きな水位変動を及ぼす津波波源となる可能性のある敷地周辺の海域活断層と日本海東縁部の断7.2.2.3 検討対象波源の選定（変更なし）

7.2.2.3 検討対象波源の選定（変更なし）層について、以下の検討を行った。
なお、太平洋側に想定されるプレート間地震及び海洋プレート内地震による津波については、発電所の安全性に影響を与えるような津波の痕跡が認められず、
日本海側には影響しないと考えられることから検討
対象波源として選定しなかった。

(1) 検討対象断層の選定
a. 海域活断層
検討対象断層は、敷地前面海域及び敷地周辺海域
において後期更新世以降の活動が否定できない断層とした。
こ れ ら の 断 層 に つ い て 、 武 村 (1998)(17) 及 び
Kanamori (1977)(18) の手法で算出した地震モーメ
ントに基づき阿部 (1989)(19) の簡易予測式により推(1) 検討対象断層の選定（変更なし）(1) 検討対象断層の選定（変更なし）

定津波水位を算定し、パラメータスタディを実施す
る断層を抽出した。簡易予測式による推定津波水位の算定フローを第 7.2.8 図に、簡易予測式による推定津波水位を第 7.2.3 表に示す。
その結果、推定津波水位が 1m 以上となる安島岬
沖～和布－干飯崎沖～甲楽城断層、甲楽城沖～浦底

通し番号- 16 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由～池河内～柳ヶ瀬山断層、大陸棚外縁～Ｂ～野坂断
層、三方断層及びＦＯ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層の計 5 断層を検討対象の海域活断層として抽出した。
抽出された断層を第 7.2.9 図に示す。
b. 日本海東縁部の断層
日本海東縁部の検討対象断層として、北海道沖から新潟県沖までの広範囲な海域にモーメントマグ
ニチュード Mw=7.85 の基準波源モデルを設定した。日本海東縁部における検討対象断層を第 7.2.10
図に示す。

(2) パラメータスタディ(2) パラメータスタディ(2) パラメータスタディ

海域活断層及び日本海東縁部の各断層について、土木学会(2002)(8)に基づき、不確定性が存在する因子のうち、広域応力場、断層の位置、傾斜、走向等を合理的と考えられる範囲で変化させた概略数値計

海域活断層及び日本海東縁部の各断層について、土木学会(2016)(8)に基づき、不確定性が存在する因子のうち、広域応力場、断層の位置、傾斜、走向等を合理的と考えられる範囲で変化させた概略数値計

海域活断層及び日本海東縁部の各断層について、土木学会(2016)(8)に基づき、不確定性が存在する因 記載の適正化
子のうち、広域応力場、断層の位置、傾斜、走向等を合理的と考えられる範囲で変化させた概略数値

算モデルによるパラメータスタディを実施し、波源モデルの選定を行った。各波源において水位変動量が最大となったケースの断層パラメータ及び水位変動量を第 7.2.4 表に示す。

算モデルによるパラメータスタディを実施し、波源モデルの選定を行った。各波源において水位変動量が最大となったケースの断層パラメータ及び水位変動量を第 7.2.4 表に示す。

計算モデルによるパラメータスタディを実施し、波源モデルの選定を行った。各波源において水位変動量が最大となったケースの断層パラメータ及び水位変動量を第 7.2.4 表に示す。

(3) 検討対象波源の選定
パラメータスタディの検討結果より、水位変動量の大きい大陸棚外縁～Ｂ～野坂断層及びＦＯ－Ａ～(3) 検討対象波源の選定(3) 検討対象波源の選定（変更なし）（変更なし）

ＦＯ－Ｂ～熊川断層を詳細数値計算モデルによる検討対象波源として選定した。
なお、日本海東縁部の断層については、パラメー
タスタディの結果、海域活断層に比べて水位変動量が小さいことから、詳細数値計算モデルによる検討
対象波源として選定していない。

7.2.2.4 検討対象波源による津波の評価
前節までの検討で選定した波源に対して、詳細数値計算モデルによる津波シミュレーションを実施し、津波水位を算出した。津波シミュレーションに用いた詳
細なパラメータ及び水位評価結果を、第 7.2.5 表に示

7.2.2.4 検討対象波源による津波の評価（変更なし）

7.2.2.4 検討対象波源による津波の評価（変更なし）

通し番号- 17 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由す。
津波水位評価の結果、水位上昇側において最も影響が大きい波源は、取水路防潮ゲート前面で大陸棚外縁～Ｂ～野坂断層であり、それ以外の評価点ではＦＯ－
Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層であった。また、水位下降側において最も影響が大きい波源は、ＦＯ－Ａ～ＦＯ－
Ｂ～熊川断層であった。

7.2.2.5 行政機関の波源モデルによる津波
7.2.2.5 行政機関の波源モデルによる津波
国土交通省等及び日本海に位置する各自治体では、（変更なし）
様々な波源モデルを用いて津波シミュレーションを

7.2.2.5 行政機関の波源モデルによる津波（変更なし）

実施しており、当社が検討した波源モデルと異なることから、影響を検討した。行政機関の波源モデルの中でも発電所へ比較的大きな水位変動を与える可能性のある波源モデルとして、福井県(2012)(20)で想定されている若狭海丘列付近断層、秋田県(2012)(21)で想定されている日本海東縁部の波源及び「日本海における大規模地震に関する調査検討会（以下「検討会」という。）」（国土交通省(2014)(22)）で想定されている若狭海丘列付近断層(F －49)及びＦＯ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層(F－53)を対象に検討を実施した。

(1) 福井県の波源モデル
若狭海丘列付近断層について、文献調査及び海上
音波探査記録の再解析を行い、当該断層の位置及び長さの評価を行った。
若狭海丘列付近断層周辺には、第 1.3.158 図に示すとおり、活断層研究会編(1991)(23)に示される 2 条の断層（ＦＡＲ21、ＦＡＲ22）、及び脇田他(1992)(24)に示される断層（ＦＧＡ12）がある。ＦＡＲ22 とＦＧＡ12はほぼ同じ位置に示されている。
これらの断層について、地質調査所及び石油公団(1) 福井県の波源モデル（変更なし）(1) 福井県の波源モデル（変更なし）の海上音波探査記録等に基づき評価した結果を第7.2.11 図に示す。
Ｆ ＡＲ21 について海上音波探査記録を再解析した
結果、活断層研究会編(1991)(23)が示すＦＡＲ21 の位置

通し番号- 18 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由には断層が認められないが、北西側に数条の断層（ＦＡＲ21（西部・中央・東部）断層）が認められたことから、ＦＡＲ21（西部・中央・東部）断層の長さを約38km と評価する。
Ｆ ＡＲ22 について海上音波探査記録を再解析した
結果、活断層研究会編(1991)(23)が示すＦＡＲ22 の位置には断層が認められないが、北西側に 2 条の断層（ＦＡＲ 22 （西部・東部）断層）が認められた。Ｆ ＡＲ 22
東部断層については、後期更新世以降の地層に断層による変位・変形が認められないことから、震源として考慮する活断層ではないと評価する。また、ＦＡ

22 西部断層の東西両端部の記録に後期更新世以降の地層に断層による変位・変形が認められないことから、ＦＡＲ22 西部断層の長さを約 12km と評価する。
以上より、若狭海丘列付近断層は、ＦＡＲ21（西部・中央・東部）断層（断層長さ約 38km）及びＦＡＲ22
西部断層（断層長さ約 12km）からなり、両断層のＲ

離隔距離は約 26km と評価したが、福井県が想定した断層長さ 90km の波源モデルの影響検討を行うた
め、福井県が想定した波源モデルを用いた津波シミュレーションを実施した。福井県が想定した波源モ
津波水位評価の結果を第 7.2.6
デルを第 7.2.12 図に、表に示す。

(2) 秋田県の波源モデル
日本海東縁部付近の波源については、秋田県、福井県等の複数の自治体で設定しており、波源の断層
長さも約 130km～約 350km と様々である。このう
ち、最も断層長さが長い波源は秋田県の想定であり、断層長さを 350km、地震発生層下端の深さを 46kmと設定している。秋田県が想定した波源モデルを第7.2.13 図に示す。
一方、日本海側の地質構造については、平成 19
年度～平成 24 年度にかけて独立行政法人防災科学
技術研究所(2014)(25)によりひずみ集中帯の重点的調(2) 秋田県の波源モデル（変更なし）(2) 秋田県の波源モデル（変更なし）

通し番号- 19 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

査観測・研究が実施されている。これによれば、日本海東縁の地質構造は主に３つのタイプ（島弧地殻、遷移地殻及び海洋地殻）に分けられ、島弧地殻の地殻厚さは厚いところで 25km 程度、海洋地殻の地殻
厚さは 10km 程度、遷移地殻はその中間的な性質をもつ地殻に対応しているとされている。
以上より、秋田県が想定した波源モデルの地震発
生層下端は日本海東縁部の地質構造から推定される地殻厚さとは異なるが、秋田県が想定した断層長さ350km の波源モデルの影響検討を行うため、秋田県が想定した波源モデルを用いた津波シミュレーショ
ンを実施した。津波水位評価の結果を第 7.2.7 表に示す。

(3) 検討会の波源モデル
検討会においては、日本海における最大クラスの津波断層モデル等の設定に関する検討を行っている。上述したこれまでの検討においては断層が一様にすべるモデル（以下「一様すべりモデル」という。）であったが、検討会においては、大すべり域及び背景領域を別々に設定した不均質な波源モデルを設定している。検討会の波源位置を第 7.2.14 図に、設定条件を第 7.2.8 表に示す。
本検討では、検討会の波源のうち発電所へ比較的(3) 検討会の波源モデル（変更なし）(3) 検討会の波源モデル（変更なし）

大きな水位変動を与える可能性のある波源（若狭海丘列付近断層及びＦＯ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層）による津波シミュレーションを実施した。なお、検討会の波源のうち、日本海東縁部の波源については、
いずれも日本海東縁部の波源（秋田県モデル）よりも規模が小さいため、検討対象としなかった。
検討にあたっては、まず概略数値計算モデルを用いて津波シミュレーションを実施し、一様すべりモ
デルの計算結果と同等以上となるものについては、
さらに詳細数値計算モデルで検討を行なった。概略
及び詳細数値計算モデルによる津波水位評価結果
を、第 7.2.9 表に示す。

通し番号- 20 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

この結果、検討会の波源モデルについては、津波
水位がいずれも同じ波源の一様すべりモデルよりも小さい評価結果となった。

(4) 行政機関の波源モデルによる津波の評価
前節までの検討による津波水位評価の結果、水位上昇側において最も影響が大きい波源は、取水路防
潮ゲート前面、放水口前面及び放水路（奥）で福井県モデル（若狭海丘列付近断層）であり、それ以外の評価点で最も影響が大きい波源は、秋田県モデル（日本海東縁部付近の断層）であった。また、水位(4) 行政機関の波源モデルによる津波の評価（変更なし）(4) 行政機関の波源モデルによる津波の評価（変更なし）

下降側において最も影響が大きい波源は、秋田県モ
デル（日本海東縁部付近の断層）であった。
以上より、前節の検討対象波源に加えて、上記の２波源及び詳細計算モデルによる検討を行った検討会モデル（若狭海丘列付近断層）の３波源の行政機
関の波源モデルについて、基準津波の選定に考慮する。

7.2.3 地震以外に起因する津波
地震以外に起因する津波として、海底地すべり、陸上の斜面崩壊（地すべり）（以下「陸上地すべり」という。）及び火山現象に起因する津波の検討を実施した。

7.2.3 地震以外に起因する津波

7.2.3.1 海底地すべりによる津波の評価(1) 検討対象となる海底地すべりの抽出
徳山他(2001)(26)によれば、日本海側に存在する海底地すべり地形として、隠岐トラフ付近に分布する
海底地すべり地形群が示されているほか、地質調査所が作成した海底地質図(27)～(30)にも隠岐トラフ付近に広範囲に海底地すべり跡と考えられる崩落崖の記

7.2.3.1 海底地すべりによる津波の評価(1) 検討対象となる海底地すべりの抽出（変更なし）（変更なし）

7.2.3 地震以外に起因する津波（変更なし）

7.2.3.1 海底地すべりによる津波の評価(1) 検討対象となる海底地すべりの抽出（変更なし）

載が多数ある。これらと地質調査所が作成した表層堆積図(31)～(34)の層相区分図及び池原他(1990)(35)を元に、高分解能海上音波探査記録（3.5kHz サブボトム
プロファイラー：SBP）の再解析結果を用いて図面

通し番号- 21 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

間の整合性の確認や図幅が整理されていない部分の追記を行い、第 7.2.15 図に示すとおり海底地すべり
位置図及び海底の層相区分図を作成した。作成した層相区分図の範囲内すべての高分解能海上音波探査
記録について、海底地すべり地形の有無を詳細に確認した結果、隠岐トラフの南東側及び南西側の水深
約 500m～約 1,000m 付近の大陸斜面に 38 の海底地
すべり跡を抽出した。

(2) 評価対象とする海底地すべりの選定
検討対象として抽出した 38 の海底地すべり跡について、位置及び向きにより、大きく３つのエリア(2) 評価対象とする海底地すべりの選定（変更なし）(2) 評価対象とする海底地すべりの選定（変更なし）（エリアＡ～Ｃ）に分けた。検討対象として抽出した海底地すべり跡の位置及びエリア区分を第 7.2.16
図に示す。
ここで、ゲンタツ瀬北方の海底地すべりに関して、「この海底地すべりは２度の山本(1991)(36)によると、
斜面崩壊により形成された。また崩壊時期は最終氷期の海面低下時であり、崩壊の原因としては背斜による傾斜角の増大と堆積物の斜面域への供給増加が考えられる。
」とされており、現在の環境を踏まえると、隠岐トラフ周辺で将来発生する海底地すべりの想定は困難であることから、検討対象として抽出した過去の海底地すべり跡のうち、各エリアで最大規模のものが将来発生したと仮定した場合の影響を考慮することとした。
津波水位評価においては、鉛直方向の水位変動による影響が大きいことから、海底地すべり跡を横断する高分解能海上音波探査記録より崩壊部の鉛直断面積を概算し、エリアごとに最も断面積が大きい海底地すべりを最大規模の海底地すべりとした。断面積による規模評価結果を第 7.2.10 表に示す。
なお、断面積の規模評価の妥当性については、崩落崖の投影面積に高分解能海上音波探査記録より読み取った最大の厚さを乗じて算出した崩壊部の概算
体積の比較によっても、評価結果に影響がないこと

通し番号- 22 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由を確認している。
これらに基づき、評価対象とする海底地すべりとして、エリアごとに最大規模となる、エリアＡの Es－G3、エリアＢの Es－K5、エリアＣの Es－T2 を選定した。

(3) 海底地すべりによる地形変化の算出
地すべりによる海底地形変化については、津波水位に直接影響することから精度よく算出する必要があり、山本(1991)(36)に準じて、高分解能海上音波探査記録を用いて、次の手順で海底地形変化を算出し(3) 海底地すべりによる地形変化の算出（変更なし）(3) 海底地すべりによる地形変化の算出（変更なし）た。
① 高分解能海上音波探査記録の再解析を実施し、海底地すべり地形を通る複数の高分解能海上音波探査記録の層相の特徴等から、崩壊部や堆積部の幅、長さ、標高等を判読する。
② 崩壊前の地形の復元に当たっては、崩壊端部の地形を延長して滑らかに接続させ、測線同士でのク
ロスチェックを行い、復元した地形が三次元的にも不自然でないことを確認する。
③ 崩壊量と堆積量のバランスを確認しながら海底
地形変化量分布図を作成する。
山本(1991)(36)が判読した海底地すべり（エリアＡの Es－G3）について上記手順を適用したところ、崩壊前の復元地形、海底地形変化量分布及び崩壊体積が論文とほぼ一致し、手順が妥当であることを確認したことから、エリアＢ及びＣについても上記手順を適用して海底地形変化を算出した。作成した海底地形変化量分布図を第 7.2.17 図に示す。

(4) 海底地すべりによる津波の評価方法
海底地すべりによる津波の評価では、崩壊前後の
海底地すべり地形を元に初期水位波形を設定し、津
波シミュレーションを実施した。初期水位形状の算出に際しては、複数の手法により行うこととし、Watts 他(2005)(37)(38)による予測式（以下「Watts 他(4) 海底地すべりによる津波の評価方法（変更なし）(4) 海底地すべりによる津波の評価方法
海底地すべりによる津波の評価では、崩壊前後の
海底地すべり地形を元に初期水位波形を設定し、津
波シミュレーションを実施した。初期水位形状の算出に際しては、複数の手法により行うこととし、Grilli and Watts(2005)(37)及び Watts et al.(2005)(38) 記載の適正化

通し番号- 23 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）の予測式」という。）及び佐竹他(2002)(39)による運動
学的地すべりモデル（以下「Kinematic モデル」という。
）による予測方法を用いた。Watts 他の予測式の初期水位波形及び計算条件を第 7.2.18 図に示す。
また、Kinematic モデルによる計算条件を第 7.2.19

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

による予測式（以下「Watts 他の予測式」という。
）
及び佐竹・加藤(2002)(39)による運動学的地すべりモ 記載の適正化

なお、Kinematic モデルに用いる地形データについては、津波計算に用いる海底地形図（水深メッシ
ュデータ）と、高分解能海上音波探査記録を用いてデル（以下「Kinematic モデル」という。）による予測方法を用いた。Watts 他の予測式の初期水位波
形 及 び 計 算 条 件 を 第 7.2.18 図 に 示 す 。 ま た 、Kinematic モデルによる計算条件を第 7.2.19 図に示す。
なお、Kinematic モデルに用いる地形データについては、津波計算に用いる海底地形図（水深メッシ
ュデータ）と、高分解能海上音波探査記録を用いて算出した海底地形変化のデータ精度が異なるため、算出した海底地形変化のデータ精度が異なるため、

海底地形図に海底地形変化量分布を加えても復元地
形（崩壊前の地形）とは一致せず、むしろ現行の海海底地形図に海底地形変化量分布を加えても復元
地形（崩壊前の地形）とは一致せず、むしろ現行の底地形図が復元地形と一致していることから、現行の海底地形図を崩壊前の地形とみなすこととした。
なお、これによる津波水位評価結果への影響が小さ

海底地形図が復元地形と一致していることから、現行の海底地形図を崩壊前の地形とみなすこととした。なお、これによる津波水位評価結果への影響がいことを確認している。

小さいことを確認している。
高分解能海上音波探査記録から判読した海底地 審査結果の反映（崩壊
すべり地形は、 (2) で引用した山本 (1991)(36) のよう 規模について説明をに、実際には複数回の斜面崩壊によって形成された 追加）
可能性がある。しかし、本検討で Kinematic モデルに用いるパラメータとしての崩壊規模は、判読した
海底すべり地形の崩壊部が一度にすべて崩壊するものとして設定した。

Kinematic モデルに用いるパラメータのうち、海底地すべりの速度（破壊伝播速度）や破壊継続時間を明確に定めることができる知見はまだ十分ではな
いため、本検討において、破壊伝播速度については、
Watts 他の予測式から求まる海底地すべりの速度の最大値(Umax)を基本とした。また、破壊継続時間に

また、Kinematic モデルに用いるパラメータのうち、海底地すべりの速度（破壊伝播速度）や破壊継

ついては、地形変化が合理的と考えられる範囲で最速となるように設定した。

時間については、地形変化が合理的と考えられる範囲で最速となるように設定した。

図に示す。

続時間を明確に定めることができる知見はまだ十分ではないため、本検討において、破壊伝播速度については、Watts 他の予測式から求まる海底地すべりの速度の最大値 (Umax) を基本とした。破壊継続

海底地すべりによる津波の評価における取水路 審査結果の反映（警報
防潮ゲートの設定は、取水路防潮ゲート閉止時間前 が発表されない場合に第 1 波のピークが到達しないことを踏まえた「閉」 はゲート開で評価）(66)
条件と、警報が発表されない場合 としての「開」

通し番号- 24 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

条件を、それぞれ考慮した。

(5) 海底地すべりによる津波の評価結果
津波水位評価の結果を第 7.2.11 表に示す。これによると、評価手法についてはいずれのケースにおいても Kinematic モデルによる方法の影響が大きい結果となった。また、水位上昇側において各評価点で最も影響が大きい波源は、エリアＢの Es－K5 となり、水位下降側において最も影響が大きい波源は、１号炉及び２号炉海水ポンプ室でエリアＢの Es－
K5、３，４号炉海水ポンプ室でエリアＣの Es－T2(5) 海底地すべりによる津波の評価結果となった。

ポンプ室でエリアＣの Es－T2 となった。

水ポンプ室でエリアＢの Es－K5、３，４号炉海水ポンプ室でエリアＣの Es－T2 となった。

通常の潮汐とは異なる潮位変動を観測した際の取水路防潮ゲートの閉止運用を考慮した条件では、水位上昇側において各評価点で最も影響が大きい波源
は、エリアＢの Es－K5 となり、水位下降側において最も影響が大きい波源は、エリアＣの Es－T2 となった。

一方、警報が発表されない場合(66)として取水路防 審査結果の反映（警報
潮ゲートが「開」の条件では、水位上昇側・水位下 が発表されない場合
降側ともに、各評価点で最も影響が大きい波源はエ はゲート開で評価）
リアＢの Es－K5 となった。津波水位に関しては、エリアＢの Es－K5 による津波では、水位上昇側においてすべての海水ポンプ室及び循環水ポンプ室
で敷地高さ（T.P.+3.5m ）を上回る水位、水位下降
側においてすべての海水ポンプ室で海水ポンプの取水可能水位（１号炉及び２号炉海水ポンプ：約 T.P.
－3.2m 、３，４号炉海水ポンプ：約 T.P.－3.5m ）を下回る水位となった。また、エリアＣの Es－T2

なお、周期特性が変化することによる影響を検討するため、破壊伝播速度、破壊継続時間についてパラメータスタディを実施し、いずれの評価点においても湾の固有周期との共振による影響がないことを確認した。

津波水位評価の結果を第 7.2.11 表に示す。
取水路防潮ゲートが「閉」の条件では、評価手法についてはいずれのケースにおいても Kinematic モ
デルによる方法の影響が大きい結果となった。また、
水位上昇側において各評価点で最も影響が大きい波
源は、エリアＢの Es－K5 となり、水位下降側において最も影響が大きい波源は、１号炉及び２号炉海水ポンプ室でエリアＢの Es－K5、３，４号炉海水なお、周期特性が変化することによる影響を検討するため、破壊伝播速度、破壊継続時間についてパラメータスタディを実施し、いずれの評価点においても湾の固有周期との共振による影響がないことを確認した。

(5) 海底地すべりによる津波の評価結果
津波水位評価の結果を第 7.2.11 表に示す。これによると、評価手法についてはいずれのケースにおいても Kinematic モデルによる方法の影響が大きい
結果となった。
また、取水路防潮ゲートが「閉」の条件では、水 記載の適正化
位上昇側において各評価点で最も影響が大きい波
源は、エリアＢの Es－K5 となり、水位下降側において最も影響が大きい波源は、１号炉及び２号炉海による津波では、水位上昇側において３，４号炉海水ポンプ室で敷地高さ（T.P.+3.5m ）を上回る水位となった。
なお、周期特性が変化することによる影響を検討するため、破壊伝播速度、破壊継続時間についてパラメータスタディを実施し、いずれの評価点においても湾の固有周期との共振による影響がないことを確認した。

(6) 海底地すべりのうち施設影響が生じる波源の確 審査結果の反映（規模認二位以下の海底地す(66)
警報が発表されない場合 では、エリアＢ及びエ べりの評価）

通し番号- 25 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

リアＣの最大規模の波源として抽出した海底地すべりによる津波の水位が、敷地高さを上回る、または、海水ポンプの取水可能水位を下回る結果となった。このため、各エリアで規模が 2 位以下の海底地
すべりも対象とした上で、警報が発表されない場合(66)において施設影響が生じる波源の確認を行った。
施設影響が生じる波源の確認においては、耐津波設計で考慮される潮位のばらつき（水位上昇側：+0.15m、水位下降側：－0.17m）と高潮の裕度（水位上昇側：+0.49m）を津波水位計算結果に加味した値を、敷地高さ及び海水ポンプの取水可能水位と比較した。
施設影響が生じる波源の確認は、以下の①～③の手順で実施した。
① 隠岐トラフ海底地すべりを位置・向きによりエリアＡ～Ｃに分類し、各エリアで規模が 1 位～3 位のものを選定する。
② 隠岐トラフ海底地すべりのうち、エリアに関わらず、発電所方向に崩壊するものを選定する。
③ ①及び②で選定した海底地すべりによる津波の計算結果から、施設影響が生じる波源を確認する。
まず、①では、(2)の断面積による規模評価結果を参照し、エリアＡ～Ｃで最大規模の海底地すべりに加えて、エリアＢで規模が 2 位及び 3 位の海底地すべりとして Es－K7 及び Es－K6 を、エリアＣで規模が 2 位及び 3 位の海底地すべりとして Es－T8 及び Es－T13 を、それぞれ選定した。エリアＡについては、最大規模の Es－G3 による津波でも施設影響が生じないことから、規模が 2 位及び 3 位の海底
地すべりは選定しないこととした。
②では、隠岐トラフの海底地すべりはほとんどが発電所から遠ざかる方向に崩壊する形状となっている中で、崩壊の傾向が異なる海底地すべりとして、崩壊方向が発電所方向に近いものを選定した。
その結果、②ではエリアＡの Es－G101、エリアＣ

通し番号- 26 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由の Es－T13 及び Es－T14 を選定した。
①及び②で選定した海底地すべりについて、 (3)の手順で算出した海底地形変化量分布図を第 7.2.20
図に、Watts 他の予測式の初期水位波形及び計算条
件を第 7.2.21 図に、Kinematic モデルによる計算条
件を第 7.2.22 図に示す。また、①及び②で選定した
海底地すべりによる津波水位計算結果を第 7.2.12
表に、各波源の津波水位計算結果に潮位のばらつき
及び高潮の裕度を加味した値と敷地高さ及び海水ポンプの取水可能水位を比較した結果を第 7.2.23
図に示す。第 7.2.23 図より、施設影響が生じる波源
は、水位上昇側ではエリアＢの Es－K5（Kinematicモデル）とエリアＣの Es－T2（Kinematic モデル）、
水位下降側ではエリアＢの Es－K5（Kinematic モデル）であることを確認した。

7.2.3.2 陸上の斜面崩壊（地すべり）に起因する津波評価(1) 検討対象となる陸上の斜面崩壊（地すべり）の選
定
独立行政法人防災科学技術研究所による地すべり
地形分布図データベースを基に、発電所から半径約10km 以内にある地すべり地形のうち、地すべりの規模と発電所との位置関係等から、発電所に影響の7.2.3.2 陸上の斜面崩壊（地すべり）に起因する津波評価(1) 検討対象となる陸上の斜面崩壊（地すべり）の選
定（変更なし）

7.2.3.2 陸上の斜面崩壊（地すべり）に起因する津波評価(1) 検討対象となる陸上の斜面崩壊（地すべり）の選
定
独立行政法人防災科学技術研究所による地すべり地形分布図データベースを基に、発電所から半径約 10km 以内にある地すべり地形のうち、地すべりの規模と発電所との位置関係等から、発電所に影響ある津波を発生させる陸上地すべりが存在すると考えられる３つのエリア（内浦湾東方、内浦湾南方及のある津波を発生させる陸上地すべりが存在すると考えられる３つのエリア（内浦湾東方、内浦湾南び大島半島西方）を抽出した。次に、抽出した対象
エリアについて、空中写真・航空レーザー測量結果
による地形判読及び現地踏査を実施し、地すべり地

方及び大島半島西方）を抽出した。次に、抽出した対象エリアについて、空中写真・航空レーザー測量結果による地形判読及び現地踏査を実施し、地すべ形を抽出した。抽出された地すべり地形に対して、Huber 他(1997)(40)による水位予測式を用いて、詳細検討を実施する地すべり地形として内浦湾南方のり地形を抽出した。抽出された地すべり地形に対して、Huber and Hager(1997)(40)による水位予測式を 記載の適正化
用いて、詳細検討を実施する地すべり地形として内No.1,10 及び大島半島西方の No.14 を選定した。選
定結果を第 7.2.12 表に、選定した地すべり地形の位
置図を第 7.2.20 図に示す。

浦湾南方の No.1,10 及び大島半島西方の No.14 を選定した。選定結果を第 7.2.13 表に、選定した地すべ
り地形の位置図を第 7.2.24 図に示す。

通し番号- 27 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）(2) 陸上の斜面崩壊（地すべり）の津波評価方法選定された地すべり地形について、詳細な地形判
読及び現地踏査を行い、地すべり範囲を推定するとともに、既往の地すべりの幅と厚さの関係、周辺地
形及び現地状況より崩壊土砂の厚さを推定し、崩壊土砂量を想定した。また、内浦湾南方の No.1 の地すべりについては、周囲の No.2,3 エリアが古い地すべりと考えられたが、地すべりの明確な新旧区分が困難であったため、No.1,2,3 を一体とした陸上地すべりを想定した。また、当該エリアの一部で実施されている福井県による地すべり調査結果も参考に、既

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）(2) 陸上の斜面崩壊（地すべり）の津波評価方法（変更なし）

補正申請書（３，４号炉）

高浜３，４号炉 補正申請書（2020.8.20申請）(2) 陸上の斜面崩壊（地すべり）の津波評価方法選定された地すべり地形について、詳細な地形判
読及び現地踏査を行い、地すべり範囲を推定するとともに、既往の地すべりの幅と厚さの関係、周辺地
形及び現地状況より崩壊土砂の厚さを推定し、崩壊土砂量を想定した。また、内浦湾南方の No.1 の地
すべりについては、周囲の No.2,3 エリアが古い地
すべりと考えられたが、地すべりの明確な新旧区分が困難であったため、No.1,2,3 を一体とした陸上地
すべりを想定した。また、当該エリアの一部で実施されている福井県による地すべり調査結果も参考

既許可からの変更理由

往の地すべりの幅と厚さの関係、周辺地形及び現地状況から崩壊土砂の厚さを推定し、崩壊土砂量を想定した。
想定した地すべり地形を用いて斜面崩壊シミュレーションを実施し、地すべりが海面に突入する際のに、既往の地すべりの幅と厚さの関係、周辺地形及び現地状況から崩壊土砂の厚さを推定し、崩壊土砂量を想定した。
想定した地すべり地形を用いて斜面崩壊シミュ
レーションを実施し、地すべりが海面に突入する際挙動を計算した。初期水位形状の算出に際しては、複数の手法により行うこととし、Fritz 他(2009)(41)の挙動を計算した。初期水位形状の算出に際しては 、 複 数 の 手 法 に よ り 行 う こ と と し 、 Fritz et 記載の適正化
al.(2009)(41) による波源振幅予測式を用いた Grilli 記載の適正化
and Watts(2005)(37)及び Watts et al.(2005)(38)による予測式（以下「Watts 他による方法」という。）
及び佐竹・加藤(2002)(39)を参考にした運動学的モデ 記載の適正化
ルによる予測方法（以下「運動学的手法」という。
）
を用いた。Watts 他による方法の初期水位波形及びに よ る 波 源 振 幅 予 測 式 を 用 い た Watts 他(2005)(37)(38)による予測式（以下「Watts 他による方法」という。）及び佐竹他(2002)(39)を参考にした運動学的モデルによる予測方法（以下「運動学的手法」という。）を用いた。Watts 他による方法の初期水位波形及び計算条件を第 7.2.21 図に示す。また、運動学的手法による計算条件を第 7.2.22 図に示す。

(3) 陸上の斜面崩壊（地すべり）による津波評価結果
津波水位評価の結果を第 7.2.13 表に示す。これによると、評価手法については、いずれのケースにおいても運動学的手法の影響が概ね大きい結果となった。また、水位上昇側において各評価点で最も影響計算条件を第 7.2.25 図に示す。また、運動学的手法
による計算条件を第 7.2.26 図に示す。

(3) 陸上の斜面崩壊（地すべり）による津波評価結果(3) 陸上の斜面崩壊（地すべり）による津波評価結果（変更なし）（変更なし）

が大きい波源は、放水口前面及び放水路（奥）においては、陸上地すべり(No.1,2,3)となり、それ以外の評価点においては、陸上地すべり(No.14)となった。
また、水位下降側において最も影響が大きい波源は、通し番号- 28 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

陸上地すべり(No.14)となった。

7.2.3.3 火山現象に起因する津波評価
日本海で認められる活火山(42)としては、渡島大島、利尻島及び鬱陵島があるが、若狭湾沿岸における津波堆積物調査(7)の結果から、発電所の安全性に影響を与えるような津波の痕跡は認められなかった。
一方、中野他(2013)(42)や西来他(2012)(43)に示される
その他の第四紀火山として隠岐島後があるが、噴火形
態は溶岩流であること、また最大活動休止期間よりも最新噴火年から現在に至る期間の方が長く、将来の活7.2.3.3 火山現象に起因する津波評価（変更なし）

7.2.3.3 火山現象に起因する津波評価（変更なし）

動性が低いと考えられることから、火山現象に起因す
る津波により、発電所の安全性は影響を受けるおそれはないと評価する。

7.2.4 津波発生要因の組み合わせに関する検討
地震に起因する津波及び地震以外に起因する津波の検討結果を踏まえ、因果関係が考えられる津波発生
要因の組み合わせとして、地震と海底地すべりの組み
合わせとなる「若狭海丘列付近断層と隠岐トラフ海底
地すべり」、地震と陸上地すべりの組み合わせとなる「ＦＯ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層と陸上地すべり(No.14) 」及び「ＦＯ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層と陸上地すべり(No.1,2,3)」を選定し、津波発生要因の組

7.2.4 津波発生要因の組み合わせに関する検討

7.2.4 津波発生要因の組み合わせに関する検討（変更なし）（変更なし）

7.2.4.1 地震に起因する津波と海底地すべりによる津波の組み合わせ7.2.4.1 地震に起因する津波と海底地すべりによる津波の組み合わせ（変更なし）（変更なし）

み合わせに関する検討を実施した。
津波発生要因の組み合わせの検討に当たっては、地震に起因する津波と、それに組み合わせる地震以外に起因する津波の計算を個別に行い、個々の津波水位評
価結果を足し合わせて最も厳しい組み合わせケースを抽出した。ここで、津波水位評価結果の足し合わせにおいては、発生時間の不確かさを考慮した。

7.2.4.1 地震に起因する津波と海底地すべりによる津波の組み合わせ隠岐トラフ付近に分布するエリア毎の最大規模の海底地すべり地形である、エリアＡの Es－G3、エリ

通し番号- 29 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

アＢの Es－K5、エリアＣの Es－T2 について、若狭
海丘列付近断層（福井県モデル）との組み合わせの検討を行った。
なお、海底地すべりによる津波評価には、水位への影響が大きかった Kinematic モデルによる方法を用いた。
また、海底地すべりの発生時間の不確かさについては、若狭海丘列付近断層の地震が発生し、地震動の継続する時間内のいずれかのタイミングで海底地すべりが発生すると仮定し、検討を行った。ここで、地震動の継続する時間については、断層と各海底地すべりまでの等価震源距離(Xeq)及び若狭海丘列付近断層の地震規模(M8.1)から、Jennings 型の包絡線関数により算出し、エリアＡの Es－G3 では 87 秒間、エリア
Ｂの Es－K5 では 81 秒間、エリアＣの Es－T2 では
102 秒間とした。
津波水位評価の結果、第 7.2.14 表に示すとおり、水位上昇側において、いずれの評価点においてもエリア
Ｂの Es－K5 との組み合わせが影響が最も大きい結果となった。また、水位下降側において、１号炉海水ポ
ンプ室においてはエリアＢの Es－K5 とエリアＣの
Es－T2 との組み合わせが同等の結果となり、２号炉
海水ポンプ室においてはエリアＣの Es－T2 との組み合わせが影響が最も大きい結果となり、また、３，４号炉海水ポンプ室においてはエリアＢの Es－K5 とエリアＣの Es－T2 との組み合わせが同等の結果となった。

7.2.4.2 地震に起因する津波と陸上地すべりによる津波の組み合わせ放水口側及び取水口側で最も影響のある内浦湾南方の陸上地すべり(No.1,2,3) 及び大島半島西側に位置する陸上地すべり(No.14)と、近接する主要な断層波

7.2.4.2 地震に起因する津波と陸上地すべりによる津波の組み合わせ（変更なし）

7.2.4.2 地震に起因する津波と陸上地すべりによる津波の組み合わせ（変更なし）

源であるＦＯ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層との組み合わせの検討を行った。

通し番号- 30 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）(1) 陸上地すべり(No.1,2,3)との組み合わせ
発電所放水口側に位置する陸上地すべり(No.1,2,3)との組み合わせについて検討を行った。
ここで、組み合わせる陸上地すべりによる津波水位評価には、水位への影響が大きかった運動学的手法を用いた。また、陸上地すべりの発生時間の不確
かさについては、ＦＯ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層の地震が発生し、地震動の継続する時間内のいずれかのタイミングで陸上地すべりが発生すると仮定し、検討を行った。ここで、地震動の継続する時間については、断層と陸上地すべりまでの等価震源距離

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）(1) 陸上地すべり(No.1,2,3)との組み合わせ（変更なし）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由(1) 陸上地すべり(No.1,2,3)との組み合わせ（変更なし）(Xeq) 及びＦＯ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層の地震規模(M7.8)から、Jennings 型の包絡線関数により算出
し、57 秒間とした。
津波水位評価の結果を第 7.2.15 表に示す。
なお、取水口側への影響は小さいため、水位下降側については評価対象外とした。
(2) 陸上地すべり(No.14)との組み合わせ
発電所取水口の対岸となる大島半島西側に位置す
る陸上地すべり (No.14) との組み合わせについて検討を行った。
ここで、組み合わせる陸上地すべりによる津波水位評価には、運動学的手法を用いた。また、陸上地(2) 陸上地すべり(No.14)との組み合わせ（変更なし）(2) 陸上地すべり(No.14)との組み合わせ（変更なし）

すべりの発生時間の不確かさについては、ＦＯ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層の地震が発生し、地震動の継続する時間内のいずれかのタイミングで陸上地すべりが発生すると仮定し、検討を行った。ここで、地震動の継続する時間については、断層と陸上地すべりまでの等価震源距離 (Xeq) 及びＦＯ－Ａ～ＦＯ－
Ｂ～熊川断層の地震規模(M7.8)から、Jennings 型の包絡線関数により算出し、54 秒間とした。
津波水位評価の結果を第 7.2.15 表に示す。これによると、水位上昇側において各評価点で最も影響が大きい波源は、放水口前面及び放水路（奥）で陸上地すべり(No.1,2,3)との組み合わせとなり、それ以外

通し番号- 31 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由の評価点では陸上地すべり (No.14) との組み合わせとなった。また、水位下降側において最も影響が大
きい波源は、陸上地すべり(No.14)との組み合わせとなった。

7.2.5 基準津波の選定

7.2.5 基準津波の選定

7.2.5 基準津波の選定
審査結果の反映（基準7.2.5.1 基準津波の選定方針
敷地遡上の防止及び海水ポンプの取水性確保の観 津波の選定方針の明点から、各評価点において発電所への影響が大きい波 記）
源を基準津波として選定することとし、具体的には以下の①～③の方針とした。
なお、施設影響が生じる波源の確認では、耐津波設計で考慮される潮位のばらつき（水位上昇側：+0.15m、水位下降側：－0.17m）と高潮の裕度（水位上昇側：+0.49m）を津波水位計算結果に加味した値を、敷地高さ及び海水ポンプの取水可能水位と比較することとした。
① 施設影響が生じる波源がない場合の選定方針
施設影響が生じる波源がない場合には、各評価点において最高水位・最低水位となる波源を基準津波として選定する。ただし、同一の評価点における最高水
位・最低水位が同程度のケースが複数ある場合は、基準津波としては、他の評価点における最高水位・最低水位の影響が大きなケースを代表として選定する。
② 施設影響が生じる波源がある場合の選定方針
耐津波設計における津波防護の観点では、施設影響が生じるすべてのケースに対して安全機能を損なわないことが求められる。耐津波設計では基準津波を用いて検討を行うことから、施設影響が生じる波源がある場合は、それらをすべて基準津波として選定する。
③ 警報が発表されない場合(66)の留意点
警報が発表されない場合(66)には警報に基づく取水路防潮ゲート閉止ができないため、耐津波設計においては、ゲート内への津波の浸入を前提としながら施設の安全性を損なわない設計とする必要がある。したがって、耐津波設計において施設影響が生じる津波波形

通し番号- 32 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由を網羅的に確認できるように基準津波を策定する必要がある。
具体的には、警報が発表されない場合(66)の対象波源である海底地すべりでは、施設影響を確認する際の津波水位計算で設定した崩壊規模及び破壊伝播速度に対して部分的な崩壊や遅い崩壊となる可能性があり、その場合でも施設影響が生じる津波は発生し得る。このため、②に基づいて施設影響が生じる波源を基準津波として選定する場合には、基準津波の波源としては、施設影響が生じるすべての海底地すべりを選定した上で、それぞれの海底地すべりにおける崩壊規模及び破壊伝播速度の値は固定しないこととする。

各波源及びそれらの組み合わせ（以下「単体組み合
わせ」という。
）による津波水位評価結果を第 7.2.16
表及び第 7.2.17 表に示す。
単体組み合わせによる津波水位評価結果を踏まえ、各評価点で最も水位の影響が大きい波源（７ケース）

各波源及びそれらの組み合わせ（以下「単体組み合
わせ」という。）による津波水位評価結果を第 7.2.16
表及び第 7.2.17 表に示す。
単体組み合わせによる津波水位評価結果を踏まえ、各評価点で最も水位の影響が大きい波源（７ケース）

を対象に、断層と地すべりによる初期水位を同一の伝播計算上で考慮した津波シミュレーション（以下「一体計算」という。）を実施した。その結果を第 7.2.18
表に示す。

を対象に、断層と地すべりによる初期水位を同一の伝播計算上で考慮した津波シミュレーション（以下「一体計算」という。）を実施した。その結果を第 7.2.18
表に示す。

一体計算による津波水位評価の結果、発電所への影響が大きい「若狭海丘列付近断層と隠岐トラフ海底地
すべり（エリアＢ）の組み合わせ」を基準津波１、「Ｆ
Ｏ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層と陸上地すべり (No.14)の組み合わせ」を基準津波２として選定した。ここで、水位下降側の評価においては、同じ波源の時間ずれであるケース④、⑥、⑦が僅差で並ぶ結果であったが、評価対象水位にも余裕があることから、基準津波とし

各波源による津波水位評価及び一体計算による津波水位評価の結果、発電所への影響が大きい「若狭海ては水位上昇側にも影響があるケース⑦を代表として選定した。

位下降側の評価においては、同じ波源の時間ずれであるケース④、⑥、⑦が僅差で並ぶ結果であったが、評価対象水位にも余裕があることから、基準津波としては水位上昇側にも影響があるケース⑦を代表として丘列付近断層と隠岐トラフ海底地すべり（エリアＢ）の組み合わせ」を基準津波１、「ＦＯ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層と陸上地すべり(No.14)の組み合わせ」を
基準津波２、「海底地すべり（エリアＣ）」を基準津波
３として選定した。ここで、「ＦＯ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～
熊川断層と陸上地すべり(No.14)の組み合わせ」の水

7.2.5.2 基準津波の選定結果（警報が発表されない場
合(66)を除く）
各波源及びそれらの組み合わせ（以下「単体組み合
わせ」という。）による津波水位評価結果を第 7.2.17
表及び第 7.2.18 表に示す。
単体組み合わせによる津波水位評価結果を踏まえ、各評価点で最も水位の影響が大きい波源（７ケース）
を対象に、断層と地すべりによる初期水位を同一の伝播計算上で考慮した津波シミュレーション（以下「一体計算」という。
）を実施した。その結果を第 7.2.19
表に示す。
一体計算による津波水位評価の結果、発電所への影響が大きい「若狭海丘列付近断層と隠岐トラフ海底地
すべり（エリアＢ）の組み合わせ」を基準津波１、「Ｆ
Ｏ－Ａ～ＦＯ－Ｂ～熊川断層と陸上地すべり(No.14)の組み合わせ」を基準津波２として選定した。ここで、水位下降側の評価においては、同じ波源の時間ずれであるケース④、⑥、⑦が僅差で並ぶ結果であったが、評価対象水位にも余裕があることから、基準津波としては水位上昇側にも影響があるケース⑦を代表として選定した。

通し番号- 33 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

また、選定した基準津波は、福井県による既往評価や他の行政機関の波源モデルを用いた評価結果より選定した。
また、選定した基準津波は、福井県による既往評価や他の行政機関の波源モデルを用いた評価結果よりも大きな水位となっていることを確認した。

も大きな水位となっていることを確認した。

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

また、選定した基準津波は、福井県による既往評価や他の行政機関の波源モデルを用いた評価結果よりも大きな水位となっていることを確認した。
各波源及び一体計算による津波水位評価結果に基 審査結果の反映（基準づく施設影響の確認結果を第 7.2.20 表に示す。警報 津波の選定方針に基に基づく取水路防潮ゲート閉止を前提とした検討に づく施設影響の確認）
おいては、施設影響が生じる波源はなかった。なお、
津波到達に対して取水路防潮ゲート閉止が間に合わない波源に対しては取水路防潮ゲート「開」条件で評価を実施したが、その場合でも施設影響は生じないことを確認した。

7.2.5.3 警報が発表されない場合 (66) の基準津波の選 審査結果の反映（基準定結果
津波の選定結果の修警報が発表されない場合(66)の津波水位計算結果及 正）
び施設影響の確認結果を第 7.2.21 表に示す。警報に基づく取水路防潮ゲート閉止ができない前提で評価した結果、施設影響が生じる波源は「海底地すべりエリアＢ（Es－K5、Kinematic モデル）」及び「海底地すべりエリアＣ（Es－T2、Kinematic モデル）」であった。このため、これらをそれぞれ基準津波３及び基準津波４として選定した。
施設影響が生じる波源の確認における津波水位計
算では、水位変動が最も大きくなるように、
Kinematic モデルに用いるパラメータのうち、崩壊
規模及び破壊伝播速度を保守的に最大値で設定した。
選定方針の③に基づき、基準津波の波源としては、施設影響が生じるケースをすべて包含する波源とするために、基準津波３及び基準津波４は、「海底地すべりエリアＢ（Es－K5、Kinematic モデル）
」及び「海底地すべりエリアＣ（Es－T2、Kinematic モデル）」において崩壊規模及び破壊伝播速度の値を固定しない波源として策定することとした。ただし、崩壊規模
及び破壊伝播速度は、施設影響が生じる波源の確認において用いた値を上限とすることとした。

通し番号- 34 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

なお、基準津波は時刻歴波形に対して施設からの反射波の影響が微小となるよう、音海半島から北方に約2km 離れた海域で定義した。その位置を第 7.2.23 図に示す。
各基準津波の基準津波定義位置における時刻歴波
形を第 7.2.24 図に示す。

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

なお、基準津波は時刻歴波形に対して施設からの反射波の影響が微小となるよう、音海半島から北方に約2km 離れた海域で定義した。その位置を第 7.2.23 図に示す。
各基準津波の基準津波定義位置における時刻歴波
形を第 7.2.24 図に示す。

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

7.2.5.4 基準津波の策定
基準津波は、時刻歴波形に対して施設からの反射波の影響が微小となるよう、音海半島から北方に約 2km 離れた海域で定義した。その位置を第 7.2.27
図に、各基準津波の基準津波定義位置における時刻歴
波形を第 7.2.28 図に示す。ただし、基準津波３及び基準津波４は、崩壊規模及び破壊伝播速度を固定値としないことから、施設への影響が最も大きくなる崩壊
規模及び破壊伝播速度を適用した場合の時刻歴波形を示す。
なお、基準津波３及び基準津波４では施設影響が生じることから、耐津波設計において対策を講じる。具
体的には、若狭湾内の伝播特性により高浜発電所の取水路から海水ポンプ室に至る経路では襲来する津波の第１波より第２波以降の振幅が大きくなること、及び、基準津波３及び基準津波４では第２波以降の水位変動で施設影響が生じる結果となっていることを踏
まえ、発電所構内の潮位計（防護用）で取水路防潮ゲートの閉止判断基準（トリガー）となる水位変動量を検知した場合に、取水路防潮ゲートを閉止し、施設影響が生じる後続波の浸入を防止することで施設影響を回避する。よって、安全設計上、施設影響が生じる
ケースをすべて検知できる取水路防潮ゲートの閉止

既許可からの変更理由

審査結果の反映（崩壊
規模・破壊伝播速度を固定値としないことに伴う説明を追加）
審査結果の反映（耐津波設計における基準
津波３・４の利用方法について説明）

判断基準（トリガー）の設定が必須である。そこで、耐津波設計では、基準津波３及び基準津波４を用いて施設影響が生じる津波をすべて検知できるように取水路防潮ゲートの閉止判断基準（トリガー）を設定する。海底地すべりを波源とする津波は、崩壊規模が小さくなると振幅が小さくなり、破壊伝播速度が小さくなると振幅が小さくなって周期が長くなる。基準津波
３及び基準津波４は崩壊規模及び破壊伝播速度を固定値としないことから、これらのパラメータスタディ
によって施設影響が生じる津波を網羅的に検知できる取水路防潮ゲートの閉止判断基準（トリガー）を設定する。

通し番号- 35 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（2020.8.20申請）

7.2.6 基準津波の超過確率の参照
日本原子力学会 (2012)(44)及び土木学会 (2011)(45) を参考に、地震に起因する津波を対象とした確率論的津波ハザード評価を行い、基準津波による津波水位の年超過確率を算出した。
なお、海底地すべり及び陸上地すべりによる津波については、発生頻度を設定することが難しいため、評価に含めていない。

7.2.6 基準津波の超過確率の参照

7.2.6 基準津波の超過確率の参照（変更なし）（変更なし）

7.2.6.1 検討対象波源の設定
検討対象波源を以下に示す。

7.2.6.1 検討対象波源の設定（変更なし）

補正申請書（３，４号炉）

既許可からの変更理由

7.2.6.1 検討対象波源の設定（変更なし）(1) 日本海東縁部の断層による津波
地震の発生履歴や地質学的知見、地震調査研究推進本部(2003)(46)「日本海東縁部の地震活動の長期評
価」等の知見をもとに活動域区分を設定する。
(2) 海域活断層による津波
発電所敷地前面海域及び敷地周辺海域において、
後期更新世以降の活動を考慮する断層のうち、発電所に影響が大きいと考えられるものを検討対象断層とする。
(3) 領域震源（背景的地震）による津波
海域活断層として特定されていない震源により津波が生じる場合を想定し、領域震源（背景的地震）を考慮する。
領域震源の活動域の区分は、萩原(1991)(47)及び垣見他(2003)(48)による領域区分を用いる。
7.2.6.2 ロジックツリーの作成
ロジックツリーについては、波源ごとに、地震発生
モデル、津波高推定モデル及び津波推定値のばらつきの分岐を考慮して設定した。設定したロジックツリー
を第 7.2.25 図に示す。

7.2.6.2 ロジックツリーの作成（変更なし）

7.2.6.2 ロジックツリーの作成（変更なし）

通し番号- 36 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

7.2.6.3 津波ハザード評価結果
基準津波定義位置における平均ハザード曲線を第7.2.26 図に示す。基準津波による水位上昇側の水位の年超過確率は 10－4～10－5 程度、水位下降側の水位の年超過確率は 10－4～10－6 程度である。また、10%ごとのフラクタイル曲線を第 7.2.27 図に示す。

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

7.2.6.3 津波ハザード評価結果（変更なし）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

7.2.6.3 津波ハザード評価結果
基準津波定義位置における平均ハザード曲線を第7.2.30 図に示す。基準津波による水位上昇側の水位の年超過確率は 10－4～10－5 程度、水位下降側の水位の年超過確率は 10－4～10－6 程度である。また、10%ごとのフラクタイル曲線を第 7.2.31 図に示す。
なお、基準津波３及び基準津波４については、海底 審査結果の反映（基準
地すべりによる津波であることから水位の年超過確 津波３・４の超過確率率を求めることはできないが、基準津波３及び基準津 に関する説明を追加）
波４による水位は、第 7.2.30 図の平均ハザード曲線
上では水位上昇側・水位下降側ともに年超過確率 10～10－5 程度に相当する。

－4

津波による水位上昇に対して、重要な安全機能を有する施設を内包する建屋及び原子炉補機冷却系の海水ポンプ設置エリアの周辺敷地高さは T.P.+3.5m であるが、取水路内に取水路防潮ゲートを設置している

7.3 津波に対する安全性
策定した３つの基準津波による各評価点での時刻
歴波形を第 7.3.1 図、第 7.3.2 図及び第 7.3.3 図に示す。また、基準津波による発電所周辺の最高及び最低
水位分布図を第 7.3.4 図、第 7.3.5 図及び第 7.3.6 図に示す。
津波による水位上昇に対して、重要な安全機能を有する施設を内包する建屋及び原子炉補機冷却系の海水ポンプ設置エリアの周辺敷地高さは T.P.+3.5m であるが、取水路内に取水路防潮ゲートを設置している

7.3 津波に対する安全性
策定した４つの基準津波による各評価点での時刻
歴波形を第 7.3.1 図、第 7.3.2 図、第 7.3.3 図及び第7.3.4 図に示す。また、基準津波による発電所周辺の最高及び最低水位分布図を第 7.3.5 図、第 7.3.6 図、第 7.3.7 図及び第 7.3.8 図に示す。
基準津波１及び基準津波２による水位上昇に対して、重要な安全機能を有する施設を内包する建屋及び原子炉補機冷却系の海水ポンプ設置エリアの周辺敷地高さは T.P.+3.5m であるが、取水路内に取水路防こと、放水路付近の敷地を囲むように放水口側防潮堤を設置していることから、地盤変動を考慮しても、敷こと、放水路付近の敷地を囲むように放水口側防潮堤を設置していることから、地盤変動を考慮しても、敷地に津波が遡上することはない。

地に津波が遡上することはない。

また、津波による水位低下は、地盤変動を考慮しても原子炉補機冷却系の海水ポンプの取水可能水位約T.P.－3.5m を上回ることから、原子炉施設の安全性が津波によって影響を受けることはない。

また、津波による水位低下は、地盤変動を考慮しても原子炉補機冷却系の海水ポンプの取水可能水位約T.P.－3.5m を上回ることから、原子炉施設の安全性が津波によって影響を受けることはない。

潮ゲートを設置していること、放水路付近の敷地を囲むように放水口側防潮堤を設置していることから、地盤変動を考慮しても、敷地に津波が遡上することはな
い。
また、基準津波１及び基準津波２による水位は、地 記載の適正化
盤変動を考慮しても原子炉補機冷却系の海水ポンプの取水可能水位約 T.P.－3.5m を上回ることから、原子炉施設の安全性が津波によって影響を受けること

7.3 津波に対する安全性
策定した２つの基準津波による各評価点での時刻
歴波形を第 7.3.1 図及び第 7.3.2 図に示す。また、基準津波による発電所周辺の最高及び最低水位分布図
を第 7.3.3 図及び第 7.3.4 図に示す。

審査結果の反映（基準
津波３・４について記載を追加）記載の適正化はない。
一方、基準津波３及び基準津波４による水位は、水 審査結果の反映（基準位上昇において海水ポンプ設置エリアの周辺敷地高 津波３・４について記さを上回る。また、基準津波３による水位は、水位下 載を追加）

通し番号- 37 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由

降において海水ポンプの取水可能水位を下回る。ただし、基準津波３及び基準津波４に対しては、耐津波設計において、発電所構内の潮位計（防護用）で取水路
防潮ゲートの閉止判断基準（トリガー）となる水位変動量を検知した場合に取水路防潮ゲートを閉止することで施設影響を回避する設計とすることから、原子炉施設の安全性が津波によって影響を受けることはない。
津波による砂移動に関して藤井他(1998)(49)及び高 記載の適正化
橋他 (1999)(51) 等 (50), (52) ～ (65) を参考に実施した砂移動に関する数値シミュレーションによれば、津波による基準津波について、藤井他(1998) 等(49)～(65)を参考に実施した砂移動に関する数値シミュレーションによれば、基準津波による砂移動に伴う砂の堆積量は３号

基準津波について、藤井他(1998)等(49)～(65)を参考に実施した砂移動に関する数値シミュレーションによれば、基準津波による砂移動に伴う砂の堆積量は３号及び４号炉海水取水トンネルの取水口において最大0.02m 程度であり、３号及び４号炉海水取水トンネルの取水口は底版から 1.0m 高い位置に設置され、取水口の開口部が 2.5m であることから、砂の堆積による通水への影響はない。

及び４号炉海水取水トンネルの取水口において最大0.02m 程度であり、３号及び４号炉海水取水トンネルの取水口は底版から 1.0m 高い位置に設置され、取水口の開口部が 2.5m であることから、砂の堆積による通水への影響はない。

砂移動に関する数値計算条件を第 7.3.1 表に、敷地周辺における砂移動による地形変化量を第 7.3.5 図及び第 7.3.6 図に示す。
さらに、３号炉及び４号炉海水ポンプ位置の砂の堆積厚を評価するため、３号及び４号炉海水取水トンネ
ル部、３号及び４号炉海水ポンプ室部、海水路部並び

砂移動に関する数値計算条件を第 7.3.1 表に、敷地周辺における砂移動による地形変化量を第 7.3.7 図、第 7.3.8 図及び第 7.3.9 図に示す。
さらに、３号炉及び４号炉海水ポンプ位置の砂の堆積厚を評価するため、３号及び４号炉海水取水トンネ
ル部、３号及び４号炉海水ポンプ室部、海水路部並び

砂移動に伴う砂の堆積量は、３号及び４号炉海水取水トンネルの取水口において最大 0.03m 程度であり、３号及び４号炉海水取水トンネルの取水口は底版から 1.0m 高い位置に設置され、取水口の開口部が高さ2.5m であることから、砂の堆積による通水への影響はない。
砂移動に関する数値計算条件を第 7.3.1 表に、敷地周辺における砂移動による地形変化量を第 7.3.9 図、第 7.3.10 図、第 7.3.11 図及び第 7.3.12 図に示す。
さらに、３号炉及び４号炉海水ポンプ位置の砂の堆積厚を評価するため、３号及び４号炉海水取水トンネ
ル部、３号及び４号炉海水ポンプ室部、海水路部並びに３号及び４号炉循環水ポンプ室前部を別途１次元に３号及び４号炉循環水ポンプ室前部を別途１次元に３号及び４号炉循環水ポンプ室前部を別途１次元でモデル化した。３号炉及び４号炉海水ポンプ位置での砂の堆積量を評価した結果、海水ポンプ下端から底版までの距離 1.25m に対して最大で 0.32m 程度であることから砂の堆積に伴って閉塞することはなく、原でモデル化した。３号炉及び４号炉海水ポンプ位置での砂の堆積量を評価した結果、海水ポンプ下端から底版までの距離 1.25m に対して最大で 0.32m 程度であることから砂の堆積に伴って閉塞することはなく、原でモデル化した。３号炉及び４号炉海水ポンプ位置での砂の堆積量を評価した結果、海水ポンプ下端から底版までの距離 1.25m に対して最大で 0.32m 程度であることから砂の堆積に伴って閉塞することはなく、原

子炉補機冷却系の取水に支障が生じないことを確認した。
以上のことから、原子炉施設の安全性が、津波により影響を受けるおそれはない。

子炉補機冷却系の取水に支障が生じないことを確認した。
以上のことから、原子炉施設の安全性が、津波により影響を受けるおそれはない。

子炉補機冷却系の取水に支障が生じないことを確認した。
以上のことから、原子炉施設の安全性が、津波により影響を受けるおそれはない。

7.4 参考文献(1) 羽鳥徳太郎(1984)：日本海の歴史津波 ,月刊海洋科学,Vol.16,No.9

7.4 参考文献(1) 羽鳥徳太郎(1984)：日本海の歴史津波,月刊海洋科学,Vol.16,No.9

7.4 参考文献(1) 羽鳥徳太郎(1984)：日本海の歴史津波 ,月刊海洋科学,Vol.16,No.9

基準津波３・４追加に伴う変更
記載の適正化

記載の適正化

通し番号- 38 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

既許可からの変更理由(2) 国立天文台(2014)：理科年表 平成 27 年,丸善
(3) 宇佐美龍夫・石井寿・今村隆正・武村雅之・松浦
律 子 (2013) ： ｢ 日 本 被 害 地 震 総 覧 599 －2012｣,東京大学出版会(4) 羽鳥徳太郎(2010)：歴史津波からみた若狭湾岸の津波の挙動,歴史地震,第 25 号,p.75-80(5) 渡辺偉夫(1998)：日本被害津波総覧〔第 2 版〕
(6) 気象庁(2007)：平成 19 年 8 月 地震・火山月報（防災編）,第 1 号,p.41-42(7) 関西電力(株)(2012)：平成 23 年東北地方太平洋沖地震の知見等を踏まえた原子力施設への地(2) 国立天文台(2014)：理科年表 平成 27 年,丸善
(3) 宇佐美龍夫・石井寿・今村隆正・武村雅之・松浦律子 (2013) ：｢日本被害地震総覧 599 －2012｣,東京大学出版会(4) 羽鳥徳太郎(2010)：歴史津波からみた若狭湾岸の津波の挙動,歴史地震,第 25 号,p.75-80(5) 渡辺偉夫(1998)：日本被害津波総覧〔第 2 版〕
(6) 気象庁(2007)：平成 19 年 8 月 地震・火山月報（防災編）,第 1 号,p.41-42(7) 関西電力(株)(2012)：平成 23 年東北地方太平洋沖地震の知見等を踏まえた原子力施設への地(2) 国立天文台(2014)：理科年表 平成 27 年,丸善
(3) 宇佐美龍夫・石井寿・今村隆正・武村雅之・松浦
律 子 (2013) ： ｢ 日 本 被 害 地 震 総 覧 599 －2012｣,東京大学出版会(4) 羽鳥徳太郎(2010)：歴史津波からみた若狭湾岸の津波の挙動,歴史地震,第 25 号,p.75-80(5) 渡辺偉夫(1998)：日本被害津波総覧〔第 2 版〕
(6) 気象庁(2007)：平成 19 年 8 月 地震・火山月報（防災編）,第 1 号,p.41-42(7) 関西電力(株)(2012)：平成 23 年東北地方太平洋沖地震の知見等を踏まえた原子力施設への地

震動及び津波の影響に関する安全性評価のう
ち完新世に関する津波堆積物調査の結果について(8) 土木学会(2012)：原子力発電所の津波評価技術

震動及び津波の影響に関する安全性評価のう
ち完新世に関する津波堆積物調査の結果について(8) 土木学会(2016)：原子力発電所の津波評価技術

震動及び津波の影響に関する安全性評価のう
ち完新世に関する津波堆積物調査の結果について(8) 土木学会 (2016)：原子力発電所の津波評価技術 記載の適正化(9) 後藤智明・小川由信(1982)：Leap-frog 法を用いた津波の数値計算法 , 東北大学土木工学科資料,1982(10) Mansinha,L.and D.E.Smylie(1971) ： The
displacement field of inclined faults ，

2016(9) 後藤智明・小川由信(1982)：Leap-frog 法を用いた津波の数値計算法 , 東北大学土木工学科資料,1982(10) Mansinha,L.and D.E.Smylie(1971) ： The
displacement field of inclined faults ，

2016(9) 後藤智明・小川由信(1982)：Leap-frog 法を用いた津波の数値計算法 , 東北大学土木工学科資料,1982(10) Mansinha,L.and D.E.Smylie(1971) ： The
displacement field of inclined faults ，Bulletin of the Seismological Society ofAmerica，Vol.61，No.5，p.1433-1440(11) 土木研究所(1996)：氾濫シミュレーションマニ
ュアル ( 案 ) －シミュレーションの手引き及び新モデルの検証－ , 土木研究所資料第 3400
号,p.15(12) 東北大学工学部津波防災実験所(1984)：昭和 58
年 5 月 26 日 日本海中部地震津波に関する論
文及び調査報告,第 1 号,p.91-266(13) 後藤章夫・高橋浩晃・宇津木充・小野忍・西田泰典・大島弘光・笠原稔・竹中博士・斉田智治(1994)：北海道南西沖地震に伴う津波－小樽から 礼 文 島 ま で － , 月 刊 海 洋 , 号 外Bulletin of the Seismological Society ofAmerica，Vol.61，No.5，p.1433-1440(11) 土木研究所(1996)：氾濫シミュレーションマニ
ュアル (案 )－シミュレーションの手引き及び新モデルの検証－ , 土木研究所資料第 3400
号,p.15(12) 東北大学工学部津波防災実験所(1984)：昭和 58
年 5 月 26 日 日本海中部地震津波に関する論
文及び調査報告,第 1 号,p.91-266(13) 後藤章夫・高橋浩晃・宇津木充・小野忍・西田泰典・大島弘光・笠原稔・竹中博士・斉田智治(1994)：北海道南西沖地震に伴う津波－小樽から礼文島まで－,月刊海洋,号外

Bulletin of the Seismological Society ofAmerica，Vol.61，No.5，p.1433-1440(11) 土木研究所(1996)：氾濫シミュレーションマニ
ュアル ( 案 ) －シミュレーションの手引き及び新モデルの検証－ , 土木研究所資料第 3400
号,p.15(12) 東北大学工学部津波防災実験所(1984)：昭和 58
年 5 月 26 日 日本海中部地震津波に関する論
文及び調査報告,第 1 号,p.91-266(13) 後藤章夫・高橋浩晃・宇津木充・小野忍・西田泰典・大島弘光・笠原稔・竹中博士・斉田智治(1994)：北海道南西沖地震に伴う津波－小樽から 礼 文 島 ま で － , 月 刊 海 洋 , 号 外No.7,p.153-158(14) 東北大学工学部災害制御研究センター(1994)：

No.7,p.153-158(14) 東北大学工学部災害制御研究センター (1994)：

No.7,p.153-158(14) 東北大学工学部災害制御研究センター(1994)：

通し番号- 39 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

補正申請書（３，４号炉）

高浜３，４号炉 補正申請書（2020.8.20申請）
1993 年北海道南西沖地震津波の痕跡高調査資1993 年北海道南西沖地震津波の痕跡高調査資料,津波工学研究報告,11 号,第 2 編,p.1-120(15) 首藤 伸 夫 ・ 明田 定満 ・ 都 司 嘉宣 ・松 冨 英 夫(1997)：「1993 年北海道南西沖地震震害調査報
告 4.津波」,1993 年北海道南西沖地震震害調
査報告,土木学会,p.76-106(16) 阿部邦昭・泉宮尊司・砂子浩・石橋邦彦(1994)：
北海道南西沖地震津波の新潟県における浸水高の分布,東京大学地震研究所彙報、第 69 号、第 3 冊、p.159-175「日本列島における地殻内地震(17) 武村雅之(1998)：

1993 年北海道南西沖地震津波の痕跡高調査資料,津波工学研究報告,11 号,第 2 編,p.1-120(15) 首 藤 伸 夫 ・ 明 田 定 満 ・ 都 司 嘉 宣 ・ 松 冨 英 夫(1997)：「1993 年北海道南西沖地震震害調査報
告 4.津波」,1993 年北海道南西沖地震震害調
査報告,土木学会,p.76-106(16) 阿部邦昭・泉宮尊司・砂子浩・石橋邦彦(1994)：
北海道南西沖地震津波の新潟県における浸水高の分布,東京大学地震研究所彙報、第 69 号、第 3 冊、p.159-175(17) 武村雅之(1998)：「日本列島における地殻内地震

料,津波工学研究報告,11 号,第 2 編,p.1-120(15) 首 藤 伸 夫 ・ 明 田 定 満 ・ 都 司 嘉 宣 ・ 松 冨 英 夫(1997)：「1993 年北海道南西沖地震震害調査報
告 4.津波」,1993 年北海道南西沖地震震害調
査報告,土木学会,p.76-106(16) 阿部邦昭・泉宮尊司・砂子浩・石橋邦彦(1994)：
北海道南西沖地震津波の新潟県における浸水高の分布,東京大学地震研究所彙報、第 69 号、第 3 冊、p.159-175「日本列島における地殻内地震(17) 武村雅之(1998)：

動のスケーリング則―地震断層の影響および
地震被 害との関 連― 」 , 地 震第 2 輯 , 第 51

動のスケーリング則―地震断層の影響および
地 震被 害 との 関連 ― 」 , 地震 第 2 輯 , 第 51

動のスケーリング則―地震断層の影響および
地 震被 害 と の関 連 ― 」 , 地 震 第 2 輯 , 第 51

巻,p.211-228(18) Kanamori, H. (1977)：The energy release in

巻,p.211-228(18) Kanamori, H. (1977)：The energy release in

巻,p.211-228(18) Kanamori, H. (1977)：The energy release in

greatearthquakes,

great

earthquakes,

great

既許可からの変更理由

earthquakes,

J.Geophys,Res.,Vol.82,No.20,p.2981-2987(19) 阿部勝征(1989)：地震と津波のマグニチュードに基づく津波高の予測,東京大学地震研究所彙
報,Vol.64,p.51-69(20) 福井県(2012)：福井県における津波シミュレー
ション結果について 平成 24 年 9 月 3 日,福井
県 危機対策・防災課(21) 秋田県(2012)：秋田県地震被害想定調査業務委
託「津波浸水シミュレーション」参考資料,平成 24 年 12 月 28 日
(22) 国土交通省(2014)：日本海における大規模地震に関する調査検討会報告書,平成 26 年 9 月(23) 活断層研究会編(1991)：新編日本の活断層 分
布図と資料,東京大学出版会(24) 脇田浩二・岡村行信・粟田泰夫(1992)：300 万分の１日本地質構造図,日本地質アトラス（第２版）,地質調査所編,朝倉書店(25) 防災科学技術研究所(2014)：「ひずみ集中帯の重点的調査観測・研究」成果の概要,ひずみ集中

J.Geophys,Res.,Vol.82,No.20,p.2981-2987(19) 阿部勝征 (1989)：地震と津波のマグニチュードに基づく津波高の予測, 東京大学地震研究所彙
報,Vol.64,p.51-69(20) 福井県(2012)：福井県における津波シミュレー
ション結果について 平成 24 年 9 月 3 日,福井
県 危機対策・防災課(21) 秋田県(2012)：秋田県地震被害想定調査業務委
託「津波浸水シミュレーション」参考資料, 平成 24 年 12 月 28 日
(22) 国土交通省 (2014) ：日本海における大規模地震に関する調査検討会報告書,平成 26 年 9 月(23) 活断層研究会編(1991)：新編日本の活断層 分
布図と資料,東京大学出版会(24) 脇田浩二・岡村行信・粟田泰夫(1992)：300 万分の１日本地質構造図, 日本地質アトラス（第２版）,地質調査所編,朝倉書店(25) 防災科学技術研究所(2014)：「ひずみ集中帯の重点的調査観測・研究」成果の概要,ひずみ集中

J.Geophys,Res.,Vol.82,No.20,p.2981-2987(19) 阿部勝征(1989)：地震と津波のマグニチュードに基づく津波高の予測,東京大学地震研究所彙
報,Vol.64,p.51-69(20) 福井県(2012)：福井県における津波シミュレー
ション結果について 平成 24 年 9 月 3 日,福井
県 危機対策・防災課(21) 秋田県(2012)：秋田県地震被害想定調査業務委
託「津波浸水シミュレーション」参考資料,平成 24 年 12 月 28 日
(22) 国土交通省(2014)：日本海における大規模地震に関する調査検討会報告書,平成 26 年 9 月(23) 活断層研究会編(1991)：新編日本の活断層 分
布図と資料,東京大学出版会(24) 脇田浩二・岡村行信・粟田泰夫(1992)：300 万分の１日本地質構造図,日本地質アトラス（第２版）,地質調査所編,朝倉書店(25) 防災科学技術研究所(2014)：「ひずみ集中帯の重点的調査観測・研究」成果の概要,ひずみ集中帯の重点的調査観測・研究プロジェクト

帯の重点的調査観測・研究プロジェクト

帯の重点的調査観測・研究プロジェクト

通し番号- 40 -

高浜発電所(26) 徳山英一・本座栄一・木村政昭・倉本真一・芦寿一郎・岡村行信・荒戸裕之・伊藤康人・徐垣・
日野亮太・野原壯・阿部寛信・坂井眞一・向山建二郎(2001)：日本周辺海域の中新世最末期以降の構造発達史（200 万分の 1）及び同説明書,
海洋調査技術学会海域地質構造マップワーキ
ンググループ(27) 山本博文・上嶋正人・岸本清行(1989)：鳥取沖
海底地質図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋
地質図,35 号,地質調査所(28) 山本博文・上嶋正人・岸本清行(1993)：経ヶ岬

高浜３，４号炉 当初申請書（2019.9.26申請）(26) 徳山英一・本座栄一・木村政昭・倉本真一・芦寿一郎・岡村行信・荒戸裕之・伊藤康人・徐垣・
日野亮太・野原壯・阿部寛信・坂井眞一・向山建二郎(2001)：日本周辺海域の中新世最末期以降の構造発達史（200 万分の 1）及び同説明書,
海洋調査技術学会海域地質構造マップワーキ
ンググループ(27) 山本博文・上嶋正人・岸本清行 (1989)：鳥取沖
海底地質図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋
地質図,35 号,地質調査所(28) 山本博文・上嶋正人・岸本清行 (1993)：経ヶ岬

既許可からの変更理由
高浜３，４号炉 補正申請書（2020.8.20申請）(26) 徳山英一・本座栄一・木村政昭・倉本真一・芦寿一郎・岡村行信・荒戸裕之・伊藤康人・徐垣・
日野亮太・野原壯・阿部寛信・坂井眞一・向山建二郎(2001)：日本周辺海域の中新世最末期以降の構造発達史（200 万分の 1）及び同説明書,
海洋調査技術学会海域地質構造マップワーキ
ンググループ(27) 山本博文・上嶋正人・岸本清行(1989)：鳥取沖
海底地質図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋
地質図,35 号,地質調査所(28) 山本博文・上嶋正人・岸本清行(1993)：経ヶ岬

沖海底地質図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,40 号,地質調査所(29) 山本博文・上嶋正人・岸本清行(2000)：ゲンタ
ツ瀬海底地質図（20 万分の 1）及び同説明書,

沖海底地質図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,40 号,地質調査所(29) 山本博文・上嶋正人・岸本清行 (2000)：ゲンタ
ツ瀬海底地質図（20 万分の 1）及び同説明書,

沖海底地質図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,40 号,地質調査所(29) 山本博文・上嶋正人・岸本清行(2000)：ゲンタ
ツ瀬海底地質図（20 万分の 1）及び同説明書,

海洋地質図,50 号,地質調査所(30) 岡村行信(2007)：能登半島西方海底地質図（20万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,61 号,産業技術総合研究所地質調査総合センター(31) 池原研・片山肇・佐藤幹夫(1990)：鳥取沖表層堆積図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,36 号,地質調査所(32) 片山肇・佐藤幹夫・池原研(1993)：経ヶ岬沖表層堆積図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,38 号,地質調査所(33) 片山肇・佐藤幹夫・池原研(2000)：ゲンタツ瀬
表層堆積図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋
地質図,53 号,地質調査所(34) 片山肇・池原研(2001)：能登半島西方表層堆積
図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,57号,地質調査所(35) 池原研・佐藤幹夫・山本博文(1990)：高分解能
音波探査記録からみた隠岐トラフの堆積作用,
地質学雑誌,96 巻,p.37-49(36) 山本博文(1991)：福井沖大陸斜面の海底地すべり,地質調査所月報,第 42 巻,第 5 号,p.221-232

海洋地質図,50 号,地質調査所(30) 岡村行信(2007)：能登半島西方海底地質図（20万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,61 号,産業技術総合研究所地質調査総合センター(31) 池原研・片山肇・佐藤幹夫 (1990)：鳥取沖表層堆積図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,36 号,地質調査所(32) 片山肇・佐藤幹夫・池原研 (1993)：経ヶ岬沖表層堆積図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,38 号,地質調査所(33) 片山肇・佐藤幹夫・池原研 (2000)：ゲンタツ瀬
表層堆積図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋
地質図,53 号,地質調査所(34) 片山肇・池原研(2001)：能登半島西方表層堆積
図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,57号,地質調査所(35) 池原研・佐藤幹夫・山本博文 (1990) ：高分解能
音波探査記録からみた隠岐トラフの堆積作用 ,地質学雑誌,96 巻,p.37-49(36) 山本博文 (1991)：福井沖大陸斜面の海底地すべり,地質調査所月報,第 42 巻,第 5 号,p.221-232

海洋地質図,50 号,地質調査所(30) 岡村行信(2007)：能登半島西方海底地質図（20万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,61 号,産業技術総合研究所地質調査総合センター(31) 池原研・片山肇・佐藤幹夫(1990)：鳥取沖表層堆積図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,36 号,地質調査所(32) 片山肇・佐藤幹夫・池原研(1993)：経ヶ岬沖表層堆積図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,38 号,地質調査所(33) 片山肇・佐藤幹夫・池原研(2000)：ゲンタツ瀬
表層堆積図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋
地質図,53 号,地質調査所(34) 片山肇・池原研(2001)：能登半島西方表層堆積
図（20 万分の 1）及び同説明書,海洋地質図,57号,地質調査所(35) 池原研・佐藤幹夫・山本博文(1990)：高分解能
音波探査記録からみた隠岐トラフの堆積作用,
地質学雑誌,96 巻,p.37-49(36) 山本博文(1991)：福井沖大陸斜面の海底地すべり,地質調査所月報,第 42 巻,第 5 号,p.221-232

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

補正申請書（３，４号炉）

通し番号- 41 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）(37) Grilli, S.T., and P. Watts (2005) : Tsunami
Generation by Submarine Mass Failure. I :高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）(37) Grilli, S.T., and P. Watts (2005) : Tsunami
Generation by Submarine Mass Failure. I :Validation,

補正申請書（2020.8.20申請）

Modeling,

andModeling, Experimental Validation, andSensitivity Analysis, Journal of Waterway,
Port, Coastal, and Ocean Engineering,Sensitivity Analysis, Journal of Waterway,
Port, Coastal, and Ocean Engineering,Sensitivity Analysis, Journal of Waterway,
Port, Coastal, and Ocean Engineering,

ASCE, p.283-297

ASCE, p.283-297(38) Watts, P., S.T. Grilli, D.R. Tappin, and G.J.

(38) Watts, P., S.T. Grilli, D.R. Tappin, and G.J.

(38) Watts, P., S.T. Grilli, D.R. Tappin, and G.J.

Fryer (2005) : Tsunami Generation by

Fryer (2005) : Tsunami Generation by

Fryer (2005) : Tsunami Generation bySubmarine Mass Failure. II: Preditive
Equations and Case Studies, Journal ofSubmarine Mass Failure. II: Preditive
Equations and Case Studies, Journal ofSubmarine Mass Failure. II: Preditive
Equations and Case Studies, Journal of

Waterway,

Waterway,

Waterway,Port,

Coastal,

and

Ocean

Port,

Coastal,

and

Ocean

Port,

Coastal,

and

Ocean

Engineering, ASCE, p.298-310(39) 佐竹健治・加藤幸弘(2002)：1741 年寛保津波は
渡島大島の山体崩壊によって生じた, 月刊海洋/号外 No.28,p.150-160

Engineering, ASCE, p.298-310(39) 佐竹健治・加藤幸弘(2002)：1741 年寛保津波は
渡島大島の山体崩壊によって生じた,月刊海洋/号外 No.28,p.150-160

Engineering, ASCE, p.298-310(39) 佐竹健治・加藤幸弘(2002)：1741 年寛保津波は
渡島大島の山体崩壊によって生じた,月刊海洋/号外 No.28,p.150-160(40) Huber, A. and W.H.Hager (1997) : Forecasting(40) Huber, A. and W.H.Hager (1997) : Forecasting(40) Huber, A. and W.H.Hager (1997) : Forecasting

impulse waves in reservoirs. Dix-neuvième
Congrès des Grands Barrages C31,

impulse waves in reservoirs. Dix-neuvième
Congrès des Grands Barrages C31,

impulse waves in reservoirs. Dix-neuvième
Congrès des Grands Barrages C31,

p993-1005 Florence, Italy. Commission
International des Grands Barrages, Parisp993-1005 Florence, Italy. Commission
International des Grands Barrages, Parisp993-1005 Florence, Italy. Commission
International des Grands Barrages, Paris(41) Fritz, H. M., Mohammed, F. and J. Yoo (2009):(41) Fritz, H. M., Mohammed, F. and J. Yoo (2009):(41) Fritz, H. M., Mohammed, F. and J. Yoo (2009):

Lituya Bay Landslide Impact Generated

Lituya Bay Landslide Impact Generated

Lituya Bay Landslide Impact Generated

Mega-Tsunami 50th Anniversary, Pure andMega-Tsunami 50th Anniversary, Pure andMega-Tsunami 50th Anniversary, Pure andApplied Geophysics, Vol.166, p.153-175(42) 中野俊・西来邦章・宝田晋治・星住英夫・石塚
吉浩・伊藤順一・川辺禎久・及川輝樹・古川竜太・下司信夫・石塚治・山元孝弘・岸本清行（2013）：日本の火山（第 3 版）概要及び付表,200 万分の 1 地質編集図,no.11,産業技術総合研究所地質調査総合センター(43) 西来邦章・伊藤順一・上野龍之（2012）：第四紀火山岩体・貫入岩体データベース, 地質調査
総合センター速報 ,no.60, 産業技術総合研究所

Applied Geophysics, Vol.166, p.153-175(42) 中野俊・西来邦章・宝田晋治・星住英夫・石塚
吉浩・伊藤順一・川辺禎久・及川輝樹・古川竜太・下司信夫・石塚治・山元孝弘・岸本清行（2013 ）：日本の火山（第 3 版）概要及び付表,200 万分の 1 地質編集図,no.11,産業技術総合研究所地質調査総合センター：第四紀(43) 西来邦章・伊藤順一・上野龍之（2012）
火山岩体・貫入岩体データベース,地質調査総合センター速報 ,no.60, 産業技術総合研究所地Applied Geophysics, Vol.166, p.153-175(42) 中野俊・西来邦章・宝田晋治・星住英夫・石塚
吉浩・伊藤順一・川辺禎久・及川輝樹・古川竜太・下司信夫・石塚治・山元孝弘・岸本清行（2013）：日本の火山（第 3 版）概要及び付表,200 万分の 1 地質編集図,no.11,産業技術総合研究所地質調査総合センター(43) 西来邦章・伊藤順一・上野龍之（2012）：第四紀火山岩体・貫入岩体データベース,地質調査
総合センター速報 ,no.60, 産業技術総合研究所

地質調査総合センター(44) 日本原子力学会 (2012) ：日本原子力学会標準

質調査総合センター(44) 日本原子力学会 (2012) ：日本原子力学会標準
原子力発電所の地震を起因とした確率論的安地質調査総合センター(44) 日本原子力学会 (2012) ：日本原子力学会標準

原子力発電所の地震を起因とした確率論的安既許可からの変更理由(37) Grilli, S.T., and P. Watts (2005) : Tsunami
Generation by Submarine Mass Failure. I :Modeling, Experimental Validation, andASCE, p.283-297

Experimental

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

原子力発電所の地震を起因とした確率論的安通し番号- 42 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

全評価実施基準：2011(45) 土木学会(2011)：確率論的津波ハザード解析の方法,津波評価部会,原子力土木委員会(46) 地震調査研究推進本部(2003)：日本海東縁部の地震活動の長期評価について,地震調査研究推
進本部,地震調査委員会(47) 萩原尊禮編（1991）：日本列島の地震,鹿島出版会(48) 垣見俊弘・松田時彦・相田勇・衣笠善博(2003)：
日本列島と周辺海域の地震地体構造区分,地震
第 2 輯,第 55 巻,p.389-406

全評価実施基準：2011(45) 土木学会(2011)：確率論的津波ハザード解析の方法,津波評価部会,原子力土木委員会(46) 地震調査研究推進本部(2003)：日本海東縁部の地震活動の長期評価について,地震調査研究推
進本部,地震調査委員会(47) 萩原尊禮編（1991 ）：日本列島の地震,鹿島出版会(48) 垣見俊弘・松田時彦・相田勇・衣笠善博(2003)：
日本列島と周辺海域の地震地体構造区分, 地震
第 2 輯,第 55 巻,p.389-406

全評価実施基準：2011(45) 土木学会(2011)：確率論的津波ハザード解析の方法,津波評価部会,原子力土木委員会(46) 地震調査研究推進本部(2003)：日本海東縁部の地震活動の長期評価について,地震調査研究推
進本部,地震調査委員会(47) 萩原尊禮編（1991）：日本列島の地震,鹿島出版会(48) 垣見俊弘・松田時彦・相田勇・衣笠善博(2003)：
日本列島と周辺海域の地震地体構造区分,地震
第 2 輯,第 55 巻,p.389-406(49) 藤井直樹・大森政則・高尾誠・金山進・大谷英夫(1998)：津波による海底地形変化に関する研究,海岸工学論文集,vol.45,p.376-380(50) 小林昭男・織田幸伸・東江隆夫・高尾誠・藤井直樹(1996)：津波による砂移動に関する研究,
海岸工学論文集,vol.43,p.691-695(51) 高橋 智 幸 ・ 首藤 伸夫 ・ 今 村 文彦 ・浅 井 大 輔(1999)：掃流砂層・浮遊砂層間の交換砂量を考慮した津波移動床モデルの開発,海岸工学論文集,vol.46,p.606-610(52) 藤田尚毅・稲垣和男・藤井直樹・高尾誠・金戸俊道(2010)：津波による海底地形変化評価モデ
ルの現地適用性に関する研究 , 海洋開発論文
集,vol.26,p.213-218(53) 高橋 智 幸 ・ 黒川 貴博 ・ 藤 田 将孝 ・島 田 広 昭(2011)：津波による土砂移動の粒径依存性に関する水理実験 , 土木学会論文集 B2 （海岸工学）,vol.67,p.231-235(54) 高橋智幸(2012)：津波による砂移動に関する数
値シミュレーションの現状と課題 , 堆積学研
究,第 71 巻,第 2 号,p.149-155(55) 玉田崇・田村保・高橋智幸・佐々木元(2009)：(49) 藤井直樹・大森政則・高尾誠・金山進・大谷英夫(1998)：津波による海底地形変化に関する研究,海岸工学論文集,vol.45,p.376-380(50) 小林昭男・織田幸伸・東江隆夫・高尾誠・藤井直樹(1996) ：津波による砂移動に関する研究 ,海岸工学論文集,vol.43,p.691-695(51) 高 橋 智 幸 ・ 首 藤 伸 夫 ・ 今 村 文 彦 ・ 浅 井 大 輔(1999)：掃流砂層・浮遊砂層間の交換砂量を考慮した津波移動床モデルの開発,海岸工学論文集,vol.46,p.606-610(52) 藤田尚毅・稲垣和男・藤井直樹・高尾誠・金戸俊道(2010)：津波による海底地形変化評価モデ
ルの現地適用性に関する研究 , 海洋開発論文
集,vol.26,p.213-218(53) 高橋智幸・黒川貴博・藤田将孝・島田広昭(2011)：
津波による土砂移動の粒径依存性に関する水理 実 験 , 土 木 学 会 論 文 集 B2 （ 海 岸 工学）,vol.67,p.231-235(54) 高橋智幸 (2012)：津波による砂移動に関する数
値シミュレーションの現状と課題,堆積学研究,
第 71 巻,第 2 号,p.149-155(55) 玉田崇・田村保・高橋智幸・佐々木元 (2009)：(49) 藤井直樹・大森政則・高尾誠・金山進・大谷英夫(1998)：津波による海底地形変化に関する研究,海岸工学論文集,vol.45,p.376-380(50) 小林昭男・織田幸伸・東江隆夫・高尾誠・藤井直樹(1996)：津波による砂移動に関する研究,
海岸工学論文集,vol.43,p.691-695(51) 高 橋 智 幸 ・ 首 藤 伸 夫 ・ 今 村 文 彦 ・ 浅 井 大 輔(1999)：掃流砂層・浮遊砂層間の交換砂量を考慮した津波移動床モデルの開発,海岸工学論文集,vol.46,p.606-610(52) 藤田尚毅・稲垣和男・藤井直樹・高尾誠・金戸俊道(2010)：津波による海底地形変化評価モデ
ルの現地適用性に関する研究 , 海洋開発論文
集,vol.26,p.213-218(53) 高 橋 智 幸 ・ 黒 川 貴 博 ・ 藤 田 将 孝 ・ 島 田 広 昭(2011)：津波による土砂移動の粒径依存性に関する水理実験 , 土木学会論文集 B2 （海岸工学）,vol.67,p.231-235(54) 高橋智幸(2012)：津波による砂移動に関する数
値シミュレーションの現状と課題 , 堆積学研
究,第 71 巻,第 2 号,p.149-155(55) 玉田崇・田村保・高橋智幸・佐々木元(2009)：

河川での津波防災検討における津波移動床モ
デルの適用性に関する研究 , 土木学会論文集
B2（海岸工学）,vol.B2-65,No.1,p.301-305

河川での津波防災検討における津波移動床モ
デルの適用性に関する研究,土木学会論文集 B2

河川での津波防災検討における津波移動床モ
デルの適用性に関する研究 , 土木学会論文集
B2（海岸工学）,vol.B2-65,No.1,p.301-305（海岸工学）,vol.B2-65,No.1,p.301-305

既許可からの変更理由

通し番号- 43 -

高浜発電所(56) 近藤武司・森本徹・藤本典子・殿最浩司・志方
建仁(2012)：港湾での津波による土砂移動計算の再現性評価 , 土木学会論文集 B2 （海岸工学）,vol.68,No.2,Ⅰ_396-Ⅰ_400(57) 高橋智幸(1998)：津波による土砂移動に関する研究,東北大学博士論文(58) Sugawara, D. and T. Takahashi(2014-a) ：高浜３，４号炉 当初申請書（2019.9.26申請）(56) 近藤武司・森本徹・藤本典子・殿最浩司・志方
建仁(2012)：港湾での津波による土砂移動計算の再現性評価 , 土 木学会論文集 B2 （海岸 工学）,vol.68,No.2,Ⅰ_396-Ⅰ_400(57) 高橋智幸 (1998)：津波による土砂移動に関する研究,東北大学博士論文(58) Sugawara, D. and T. Takahashi(2014-a) ：高浜３，４号炉 補正申請書（2020.8.20申請）(56) 近藤武司・森本徹・藤本典子・殿最浩司・志方
建仁(2012)：港湾での津波による土砂移動計算の再現性評価 , 土木学会論文集 B2 （海岸工学）,vol.68,No.2,Ⅰ_396-Ⅰ_400(57) 高橋智幸(1998)：津波による土砂移動に関する研究,東北大学博士論文(58) Sugawara, D. and T. Takahashi(2014-a) ：Numerical Simulation of Coastal Sediment

Numerical Simulation of Coastal Sediment

Numerical Simulation of Coastal SedimentTransport by the 2011 Tohoku-Oki
Earthquake Tsunami, Tsunami Event andTransport by the 2011 Tohoku-Oki
Earthquake Tsunami, Tsunami Event andTransport by the 2011 Tohoku-Oki
Earthquake Tsunami, Tsunami Event andLessons

Lessons

Lessons

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

補正申請書（３，４号炉）

LearnedEnvironmental

andLearnedEnvironmental

andLearnedEnvironmental

andSocietalSignificance,
Y.A.Kontar
V.
Santiago-Fandiño T.Takahashi Editors,

SocietalSignificance,
Y.A.Kontar
V.
Santiago-Fandiño
T.Takahashi
Editors,

SocietalSignificance,
Y.A.Kontar
V.
Santiago-Fandiño T.Takahashi Editors,

p.99-112(59) 高橋智幸・今村文彦・首藤伸夫(1992)：土砂移動を伴う津波計算法の開発,海岸工学論文集,vol.39,p.231-235(60) 芦田和男，道上正規(1972)：移動床流れの抵抗と掃流砂量に関する基礎的研究,土木学会論文集,第 206 号,p.59-69(61) 今井健太郎・菅原大助・高橋智幸・岩間俊二・
田中仁(2015)：2011 年東北津波における北上川河口部の大規模洗掘・堆積に関する数値的検討,土木学会論文集 B2（海岸工学）,Vol.71,No.2,
Ⅰ_247-Ⅰ_252(62) Itakura, T. and Kishi T.(1980)：Open channel

p.99-112(59) 高橋智幸・今村文彦・首藤伸夫 (1992)：土砂移動を伴う津波計算法の開発,海岸工学論文集,vol.39,p.231-235(60) 芦田和男，道上正規 (1972)：移動床流れの抵抗と掃流砂量に関する基礎的研究,土木学会論文集,第 206 号,p.59-69(61) 今井健太郎・菅原大助・高橋智幸・岩間俊二・
田中仁(2015)：2011 年東北津波における北上川河口部の大規模洗掘・堆積に関する数値的検討,土木学会論文集 B2（海岸工学）,Vol.71,No.2,
Ⅰ_247-Ⅰ_252(62) Itakura, T. and Kishi T.(1980)：Open channel

p.99-112(59) 高橋智幸・今村文彦・首藤伸夫(1992)：土砂移動を伴う津波計算法の開発,海岸工学論文集,vol.39,p.231-235(60) 芦田和男，道上正規(1972)：移動床流れの抵抗と掃流砂量に関する基礎的研究,土木学会論文集,第 206 号,p.59-69(61) 今井健太郎・菅原大助・高橋智幸・岩間俊二・
田中仁(2015)：2011 年東北津波における北上川河口部の大規模洗掘・堆積に関する数値的検討,土木学会論文集 B2（海岸工学）,Vol.71,No.2,
Ⅰ_247-Ⅰ_252(62) Itakura, T. and Kishi T.(1980)：Open channel

flow with suspended sediments., Journal oftheHydraulics
Division,flow with suspended sediments., Journal oftheHydraulics
Division,flow with suspended sediments., Journal oftheHydraulics
Division,Vol.106,No.8,p.1325-1343(63) 森下祐・高橋智幸(2014)：2011 年東北地方太平洋沖地震津波来襲時の気仙沼湾を対象とした
津波移動床モデルの再現性向上,土木学会論文
集 B2（海岸工学）,Vol.70,No.2,Ⅰ_491-Ⅰ_495

Vol.106,No.8,p.1325-1343(63) 森下祐・高橋智幸(2014)：2011 年東北地方太平洋沖地震津波来襲時の気仙沼湾を対象とした
津波移動床モデルの再現性向上,土木学会論文
集 B2（海岸工学）,Vol.70,No.2,Ⅰ_491-Ⅰ_495

Vol.106,No.8,p.1325-1343(63) 森下祐・高橋智幸(2014)：2011 年東北地方太平洋沖地震津波来襲時の気仙沼湾を対象とした
津波移動床モデルの再現性向上,土木学会論文
集 B2（海岸工学）,Vol.70,No.2,Ⅰ_491-Ⅰ_495

(64)

(64)

(64)

Sugawara, D., T. Takahashi and F.
Imamura(2014-b)：Sediment transport due
to the 2011 Tohoku-oki tsunami at Sendai :Sugawara, D., T. Takahashi and F.
Imamura(2014-b)：Sediment transport due
to the 2011 Tohoku-oki tsunami at Sendai :既許可からの変更理由

Sugawara, D., T. Takahashi and F.
Imamura(2014-b)：Sediment transport due
to the 2011 Tohoku-oki tsunami at Sendai :通し番号- 44 -

高浜発電所

高浜３，４号炉

既許可申請書（2016.4.20許可）

高浜３，４号炉

当初申請書（2019.9.26申請）

高浜３，４号炉補正申請書（３，４号炉）

補正申請書（2020.8.20申請）

Result from numerical modeling, Marine
Geology
358,

Result from numerical modeling, Marine
Geology
358,

Result from numerical modeling, Marine
Geology358,

http://dx.doi.org/10.1016/j.margeo.2014.05.0

http://dx.doi.org/10.1016/j.margeo.2014.05.0

http://dx.doi.org/10.1016/j.margeo.2014.05.0

05, p.18-37(65) 山下啓・菅原大助・高橋智幸・今村文彦・齋藤
友一・今任嘉幸・甲斐恭・上原均・加藤季広・
中田一人・坂良太郎・西川朝雄(2015)：岩手県
陸前高田市における 2011 年東北地方太平洋沖地震津波による大規模土砂移動の再現計算,土木学会論文集 B2（海岸工学）,Vol.71,No.2,Ⅰ_499-Ⅰ_504

既許可からの変更理由

05, p.18-37(65) 山下啓・菅原大助・高橋智幸・今村文彦・齋藤
友一・今任嘉幸・甲斐恭・上原均・加藤季広・
中田一人・坂良太郎・西川朝雄(2015)：岩手県
陸前高田市における 2011 年東北地方太平洋沖地震津波による大規模土砂移動の再現計算, 土木学会論文集 B2（海岸工学）,Vol.71,No.2,Ⅰ_499-Ⅰ_504

05, p.18-37(65) 山下啓・菅原大助・高橋智幸・今村文彦・齋藤
友一・今任嘉幸・甲斐恭・上原均・加藤季広・
中田一人・坂良太郎・西川朝雄(2015)：岩手県
陸前高田市における 2011 年東北地方太平洋沖地震津波による大規模土砂移動の再現計算,土木学会論文集 B2（海岸工学）,Vol.71,No.2,Ⅰ_499-Ⅰ_504(66) 原子力規制庁 (2019) ：津波警報が発表されない(66) 原子力規制庁(2019)：津波警報が発表されない 警報が発表されない
可能性のある津波への対応について（インドネ 場合に関する参照資シア・スンダ海峡で発生した火山現象による津 料を追加
波に関連して）,平成 31 年 1 月 16 日 第 53 回
原子力規制委員会

可能性のある津波への対応について（インドネ
シア・スンダ海峡で発生した火山現象による津波に関連して）,平成 31 年 1 月 16 日 第 53 回
原子力規制委員会

通し番号- 45 -