目次
1.

検討の目的

1

2.

水平 2 方向及び鉛直方向地震力による影響評価に用いる地震動

222.2 水平 2 方向及び鉛直方向地震力による影響評価に用いる地震動

63.

2.1 東海第二発電所の基準地震動
各施設における水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響評価
3.1 建物・構築物

773.1.1 水平方向及び鉛直方向地震力の組合せによる従来設計手法の考え方

7

3.1.2 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響評価方法

9

3.1.3 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響評価部位の抽出

133.1.4 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響評価部位の抽出結果

29

3.1.5 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響評価方針

31

3.1.6 主排気筒の検討

33

3.1.6.1 検討の概要

33

3.1.6.2 検討方針

34

3.1.6.3 荷重及び荷重の組合せ

34

3.1.6.4 使用材料の許容応力度

343.1.6.5 地震応答解析

34

3.1.6.6 検討のまとめ

37

3.1.7 原子炉建屋基礎盤の検討

38

3.1.7.1 検討の概要

38

3.1.7.2 検討方針

41

3.1.7.3 荷重及び荷重の組合せ

41

3.1.7.4 使用材料の許容限界

413.1.7.5 応力解析

423.1.7.6 評価方法

46

3.1.7.7 評価結果

46

3.1.7.8 原子炉建屋における改造工事に伴う重量増加を反映した検討

51

3.1.7.9 検討のまとめ

54

3.1.8 使用済燃料プールの検討

55

3.1.8.1 検討の概要

55

3.1.8.2 検討方針

58

3.1.8.3 荷重及び荷重の組合せ

58

3.1.8.4 使用材料の許容限界

58

3.1.8.5 応力解析

58

3.1.8.6 評価方法

62

3.1.8.7 評価結果

62

3.1.8.8 原子炉建屋における改造工事に伴う重量増加を反映した検討

70

3.1.8.9 検討のまとめ

73

3.2 機器・配管系

74

3.2.1 水平方向及び鉛直方向地震力の組合せによる従来設計の考え方

74

3.2.2 水平方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価方針

76

3.2.3 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響評価方法

76

3.2.4 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価設備（部位）の抽出

81

3.2.5 建物・構築物及び屋外重要土木構造物の検討結果を踏まえた機器・配管系の設備の抽出

85

3.2.6 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の評価部位の抽出結果

86

3.2.7 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響評価

86

3.2.8 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響評価結果

88

3.2.9 まとめ88

3.3 屋外重要土木構造物

96

3.3.1 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価対象構造物の抽出

963.3.2 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価対象構造物の抽出結果

117

3.3.3 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価

122

3.3.5 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価結果

133

3.3.6 まとめ140

3.4 津波防護施設，浸水防止設備及び津波監視設備

141

3.4.1 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価対象構造物の抽出

141

3.4.2 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価対象構造物の抽出結果

165

3.4.3 まとめ166

別紙 1 評価部位の抽出に関する説明資料
別紙 2 3 次元 FEM モデルを用いた精査
別紙 3 3 次元 FEM モデルによる地震応答解析
別紙 4 機器・配管系に関する説明資料
参考資料 方向性を考慮していない水平方向地震動における模擬地震波の作成方針

1. 検討の目的
平成 25 年に制定された「実用発電用原子炉及びその付属施設の技術基準に関する規則（平成25 年 6 月 28 日原子力規制委員会規則第 6 号）」（以下「技術基準」という。
）は，従前の耐震設計審査指針から充実が図られている。
そのうち，新たに要求された水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せについて，耐震設計に係る工認審査ガイドにおいて，以下の内容が示されている。
耐震設計に係る工認審査ガイド（抜粋）3.5.2 水平方向及び鉛直方向地震力の組合せ（4.4.2 及び 5.5.2 も同様）
水平方向及び鉛直方向地震力の組合せを適切に行っていることを確認する。
(1) 動的な地震力の組合せ
水平 2 方向及び鉛直方向の地震力による応力の組合せを簡易的に行う際には，各方向の入力地震動の位相特性や建物・構築物の構造，応答特性に留意し，非安全側の評価にならない組合せ方法を適用していること。
なお，各方向の入力地震動の位相特性や建物・構築物の二次元応答特性により応答の同時性を考慮する必要がある場合は，各方向の各時刻歴での応答を逐次重ね合わせる等の方法により，応答の同時性を考慮していること。
上記審査ガイドを踏まえ，従来の設計手法における水平 1 方向及び鉛直方向地震力を組み合わせた耐震計算に対して，施設の構造特性から水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響の可能性があるものを抽出し，施設が有する耐震性に及ぼす影響を評価する。

1

2. 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価に用いる地震動
2.1 東海第二発電所の基準地震動「敷地ごとに震源を特定して策定する地震動」及び「震東海第二発電所の基準地震動Ｓs は，源を特定せず策定する地震動」を評価して，これらの評価結果に基づき策定している。
「敷地ごとに震源を特定して策定する地震動」としては，応答スペクトルに基づく地震動評価及び断層モデルを用いた手法による地震動評価を実施し，その結果を踏まえ，応答スペクトルに基づく地震動として基準地震動Ｓs−Ｄ１，断層モデルを用いた地震動としてＳｓ−１１〜Ｓｓ−１４，
Ｓｓ−２１，Ｓｓ−２２を策定している。また，「震源を特定せず策定する地震動」として基準地
震動Ｓｓ−３１を策定している。
基準地震動Ｓｓのスペクトルを図 2-1 に示す。

2

h=0.05

1000

m)
(c
位
変

加
速
度
(c
m/
s

)

2

50
00

10

50
0

10
00

20
00

速

10

度

(cm/s)

10
00
0

0
10

100

10
0

20
0

1

1

1
0.

0.1
0.01

0.1

1
周

期

10

(s)

ＳＳ−Ｄ１
ＳＳ−１１ Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層による地震（短周期レベルの不確かさ，破壊開始点 1）
ＳＳ−１２ Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層による地震（短周期レベルの不確かさ，破壊開始点 2）
ＳＳ−１３ Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層による地震（短周期レベルの不確かさ，破壊開始点 3）
ＳＳ−１４ Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層による地震（断層傾斜角の不確かさ，破壊開始点 2）
ＳＳ−２１ 2011 年東北地方太平洋沖型地震（短周期レベルの不確かさ）
ＳＳ−２２ 2011 年東北地方太平洋沖型地震（ＳＭＧＡ位置と短周期レベルの不確かさの重畳）
ＳＳ−３１ 2004 年北海道留萌支庁南部地震の検討結果に保守性を考慮した地震動

図 2-1（1／3） 基準地震動Ｓｓの応答スペクトル（NS 方向）

3h=0.05

1000

m)
(c
位
変

加
速
度
(c
m/
s

)

2

50
00
50
0

10
00

20
00

速

10

10

度

(cm/s)

10
00
0

0
10

100

10
0

20
0

1

1

1
0.

0.1
0.01

0.1

1
周

期

10

(s)

ＳＳ−Ｄ１
ＳＳ−１１ Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層による地震（短周期レベルの不確かさ，破壊開始点 1）
ＳＳ−１２ Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層による地震（短周期レベルの不確かさ，破壊開始点 2）
ＳＳ−１３ Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層による地震（短周期レベルの不確かさ，破壊開始点 3）
ＳＳ−１４ Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層による地震（断層傾斜角の不確かさ，破壊開始点 2）
ＳＳ−２１ 2011 年東北地方太平洋沖型地震（短周期レベルの不確かさ）
ＳＳ−２２ 2011 年東北地方太平洋沖型地震（ＳＭＧＡ位置と短周期レベルの不確かさの重畳）
ＳＳ−３１ 2004 年北海道留萌支庁南部地震の検討結果に保守性を考慮した地震動

図 2-1（2／3） 基準地震動Ｓｓの応答スペクトル（EW 方向）

4h=0.05

1000

m)
(c
位
変

加
速
度
(c
m/
s

)

2

50
00
50
0

10
00

20
00

速

10

10

度

(cm/s)

10
00
0

0
10

100

10
0

20
0

1

1

1
0.

0.1
0.01

0.1

1
周

期

10

(s)

ＳＳ−Ｄ１
ＳＳ−１１ Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層による地震（短周期レベルの不確かさ，破壊開始点 1）
ＳＳ−１２ Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層による地震（短周期レベルの不確かさ，破壊開始点 2）
ＳＳ−１３ Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層による地震（短周期レベルの不確かさ，破壊開始点 3）
ＳＳ−１４ Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層による地震（断層傾斜角の不確かさ，破壊開始点 2）
ＳＳ−２１

2011 年東北地方太平洋沖型地震（短周期レベルの不確かさ）

ＳＳ−２２

2011 年東北地方太平洋沖型地震（ＳＭＧＡ位置と短周期レベルの不確かさの重畳）

ＳＳ−３１

2004 年北海道留萌支庁南部地震の検討結果に保守性を考慮した地震動

図 2-1（3／3） 基準地震動Ｓｓの応答スペクトル（UD 方向）

5

2.2 水平 2 方向及び鉛直方向地震力による影響評価に用いる地震動
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価に用いる基準地震動は，複数の基準
地震動Ｓｓにおける地震動の特性及び包絡関係と施設の特性による影響も考慮した上で選定し，本影響評価に用いる。

6

3. 各施設における水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響評価
3.1 建物・構築物
3.1.1 水平方向及び鉛直方向地震力の組合せによる従来設計手法の考え方
従来の設計手法では，建物・構築物の地震応答解析において，水平方向及び鉛直方向の地震動を質点系モデルに方向ごとに入力し，解析を行っている。また，原子炉施設における建物・構築物は，全体形状及び平面レイアウトから，地震力を主に耐震壁で負担する構造であり，剛性の高い設計としている。
水平方向の地震力に対しては，せん断力について評価することを基本とし，建物・構築物に生じるせん断力に対して，地震時の力の流れが明解となるように，直交する 2 方向に釣合いよく配置された鉄筋コンクリ−ト造耐震壁を主な耐震要素として構造計画を行う。
地震応答解析は，水平 2 方向の耐震壁に対して，それぞれ剛性を評価し，各水平方向に対して解析を実施している。従って，建物・構築物に対し，水平 2 方向の入力がある場合，各方向から作用するせん断力を負担する部位が異なるため，水平 2 方向の入力がある場合の評価は，水平 1 方向にのみ入力がある場合と同等な評価となる。
鉛直方向の地震力に対しては，軸力について評価することを基本としている。建物・構
築物に作用する軸力は，鉄筋コンクリ−ト造耐震壁を主な耐震要素として構造計画を行う。
入力方向ごとの耐震要素について，図 3-1-1 及び図 3-1-2 に示す。
また，添付書類「Ⅴ-2-2 耐震設計上重要な設備を設置する施設の耐震性についての計算書」，Ⅴ-2-3〜Ⅴ-2-10 の申請設備の耐震計算書及び添付書類「Ⅴ-2-11 波及的影響を及ぼすおそれのある施設の耐震性についての計算書」のうち建物・構築物の応力解析による評価は，上記の考え方を踏まえた地震応答解析により算出された応答を，水平 1 方向及び鉛直方向に組み合わせて行っている。

7

3.1.2 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響評価方法
建物・構築物において，従来設計手法に対して水平 2 方向及び鉛直方向地震力を考慮した場合に影響を受ける可能性がある部位の評価を行う。
評価対象は，耐震重要施設及びその間接支持構造物，常設耐震重要重大事故防止設備又は常設重大事故緩和設備が設置される重大事故等対処施設並びにこれらの施設への波及的影響防止のために耐震評価を実施する部位とする。
対象とする部位について，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響が想定される応答特性から，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響を受ける可能性のある部位を抽出する。
応答特性から抽出された水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響を受ける可能性のある部位は，既往の評価結果の荷重又は応力の算出結果等を水平 2 方向及び鉛直方
向に組み合わせ，各部位に発生する荷重や応力を算出し，各部位が有する耐震性への影響を確認する。
各部位が有する耐震性への影響があると確認された場合は，詳細な手法を用いた検討等，新たに設計上の対応策を講じる。
影響評価のフロ−を図 3-1-3 に示す。
(1) 耐震評価上の構成部位の整理
建物・構築物の耐震評価上の構成部位を整理し，各建屋において，該当する耐震評価上の構成部位を網羅的に確認する。
(2) 応答特性の整理
建物・構築物における耐震評価上の構成部位について，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響が想定される応答特性を整理する。応答特性は，荷重の組合せによる影響が想定されるもの及び 3 次元的な建屋挙動から影響が想定されるものに分けて整理する。
なお，隣接する上位クラス建物・構築物への波及的影響防止のための建物・構築物の評
価は，上位クラスの建物・構築物との相対変位による衝突可否判断が基本となる。そのため，せん断及び曲げ変形評価を行うこととなり，耐震壁を主たる評価対象部位としている。
また，波及的影響評価において杭及びケーソンについては損傷を想定した評価をしている。
そのため，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対しても，耐震評価への影響が想定される部位として抽出対象に該当しない。
(3) 荷重の組合せによる応答特性が想定される部位の抽出整理した耐震評価上の構成部位について，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響が想定される応答特性のうち，荷重の組合せによる応答特性により，耐震性への影
響が想定される部位を抽出する。
(4) 3 次元的な応答特性が想定される部位の抽出
荷重の組合せによる応答特性が想定される部位として抽出されなかった部位について，
9

水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対し，3 次元的な応答特性により，耐震性への影響が想定される部位を抽出する。
(5) 3 次元ＦＥＭモデルによる精査
3 次元的な応答特性が想定される部位として抽出された部位について，3 次元ＦＥＭモデルを用いた精査を実施し，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せにより，耐震性への影響が想定される部位を抽出する。
また，3 次元的な応答特性が想定される部位として抽出されなかった部位についても，局所応答の観点から，3 次元ＦＥＭモデルによる精査を実施し，水平 2 方向及び鉛直方向
地震力の組合せにより，耐震性への影響が想定される部位を抽出する。
局所応答に対する 3 次元ＦＥＭモデルによる精査を行う建物・構築物は，その重要性，
規模，構造特性及び機器評価確認への適用性を考慮し，原子炉建屋について，地震応答解
析を行う。
原子炉建屋の 3 次元ＦＥＭモデルの概要図を図 3-1-4 に示す。
(6) 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価
水平 2 方向及び鉛直方向同時入力による評価を行わない部位における水平 2 方向及び鉛
直方向地震力の組合せによる影響評価においては，水平１方向及び鉛直方向地震力の組合せによる局部評価の荷重又は応力の算出結果を用い，水平 2 方向及び鉛直方向地震力を組合せる方法として，米国 REGULATORY GUIDE 1.92（注）の「2. Combining Effects Causedby Three Spatial Components of an Earthquake」を参考として，組合せ係数法（1.0：
0.4：0.4）に基づいて地震力を設定する。
評価対象として抽出した耐震評価上の構成部位について，構造部材の発生応力を適切に組み合わせることで，各部位の設計上の許容値に対する評価を実施し，各部位の耐震性への影響を評価する。
注 ：REGULATORY GUIDE（RG）1.92 COMBINING MODAL RESPONSES AND SPATIAL COMPONENTS
IN SEISMIC RESPONSE ANALYSIS(7) 機器・配管系への影響検討（3）及び（5）にて，施設が有する耐震性への影響が想定され，評価対象として抽出された部位が，耐震重要施設，常設耐震重要重大事故防止設備又は常設重大事故緩和設備が設置される重大事故等対処施設の機器・配管系の間接支持機能を有する場合には，機器・配管系に対し，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる応答値への影響を確認する。
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる応答値への影響が確認された場合，機器・配管系の影響評価に反映する。
なお，（5）の精査にて，建物・構築物の影響の観点から抽出されなかった部位であっても，3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析結果から，機器・配管系への影響の可能性が想定される部位について検討対象として抽出する。

10

3.1.3 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響評価部位の抽出対象とする部位について，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響が想定される応答特性から，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響を受ける可能性のある部位を抽出する。影響評価部位の抽出の詳細については別紙 1 に示す。
(1) 耐震評価上の構成部位の整理
建物・構築物の耐震評価上の構成部位を整理し，各建屋において，該当する耐震評価上の構成部位を網羅的に確認した。確認した結果を表 3-1-1 に示す。

13

(2) 応答特性の整理
建物・構築物における耐震評価上の構成部位について，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響が想定される応答特性を整理した。応答特性は，荷重の組合せによる影響が想定されるもの及び 3 次元的な建屋挙動から影響が想定されるものに分けて整理した。整理した
結果を表 3-1-2 及び表 3-1-3 に示す。また，応答特性を踏まえ，耐震評価上の構成部位に対する水平 2 方向入力の考え方を表 3-1-4 に示す。

15(3) 荷重の組合せによる応答特性が想定される部位の抽出
表 3-1-1 に示す耐震評価上の構成部位のうち，表 3-1-2 に示す荷重の組合せによる応答特性により，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響が想定される部位を抽出した。抽出した結果を表 3-1-5 に示す。
応答特性①−1「直交する水平 2 方向の荷重が，応力として集中する部位」として，主排気筒及び非常用ガス処理系配管支持架構の隅柱，原子炉建屋，非常用ガス処理系配管支持
架構，使用済燃料乾式貯蔵建屋，格納容器圧力逃がし装置格納槽及び緊急時対策所建屋の基礎スラブ並びに主排気筒，非常用ガス処理系配管支持架構，使用済燃料乾式貯蔵建屋及び緊急時対策所建屋の杭を抽出した。
また，応答特性①−2「面内方向の荷重を負担しつつ，面外方向の荷重が作用する部位」
として，原子炉建屋の地下外壁及びプ−ル側壁，格納容器圧力逃がし装置格納槽及びタ−
ビン建屋の地下外壁を抽出した。
a. 柱
柱は，①−1「直交する水平 2 方向の荷重が，応力として集中」する部位としては，隅部（端部柱を含む）が考えられ，中柱の一般部は，応力が集中することはなく該当しない。また，主排気筒の筒身については，鉄塔の中央で支持されており，応力が集中することはなく該当しない。
主排気筒，非常用ガス処理系配管支持架構の隅柱は①−1 に該当するものとして抽出した。サービス建屋の隅柱については，サービス建屋が隣接する上位クラス建物・構築物への波及的影響防止のための評価対象建屋であり，隣接する原子炉建屋への衝突方向には耐震壁追設補強により，隅柱に軸応力が集中しても波及的影響評価に影響がないた
め，抽出しない。
①−2「面内方向の荷重を負担しつつ，面外方向の荷重が作用」の部位としては，土圧が作用する地下外周柱が考えられるが，原子炉建屋及びタービン建屋の地下外周柱は，耐震壁に囲まれており，耐震壁が面内の荷重を負担し，地下外周柱は面内の荷重を負担しないため，該当しない。また，対象の建物・構築物の地下外周柱はすべて梁等に接続しており，土圧はそのまま梁等に伝達されるため，該当しない。
b. 梁
梁の一般部，地下部及び鉄骨トラス部については，地震力の負担について方向性を持っており，①−l「直交する水平 2 方向の荷重が，応力として集中」の部位に該当しない。
①−2「面内方向の荷重を負担しつつ，面外方向の荷重が作用」の部位としては，土圧が作用する地下外周部が考えられるが，原子炉建屋及びタービン建屋の地下外周梁は直交する床及び壁が存在し，これらによる面外方向の拘束があるため，該当しない。
c. 壁
矩形の壁は，地震力の負担について方向性を持っており，①−l「直交する水平 2 方向の荷重が，応力として集中」の部位は存在しない。独立した円筒壁は応力の集中が考えられる。ただし，原子炉建屋の一次格納容器を囲む円筒遮蔽壁のように，建屋の中央付近に位置し，その外側にあるボックス型の壁とスラブで一体化されている場合は，①−21

l「直交する水平 2 方向の荷重が，応力として集中」の部位に該当しない。
①−2「面内方向の荷重を負担しつつ，面外方向の荷重が作用」の部位としては，土圧や水圧が作用するプール部や地下部が考えられ，原子炉建屋の地下外壁及びプール側壁，
格納容器圧力逃がし装置格納槽及びタービン建屋の地下外壁を，①−2 に該当するものとして抽出した。
d. 床及び屋根
床及び屋根については，地震力の負担について方向性を持っており，①−1「直交する水平 2 方向の荷重が，応力として集中」及び①−2「面内方向の荷重を負担しつつ，面外方向の荷重が作用」の部位に該当しない。
e. 基礎①−l「直交する水平 2 方向の荷重が，応力として集中」の部位としては，基礎スラブ
及び杭が考えられる。
原子炉建屋，非常用ガス処理系配管支持架構，使用済燃料乾式貯蔵建屋，格納容器圧
力逃がし装置格納槽及び緊急時対策所建屋の基礎スラブ並びに主排気筒，非常用ガス処
理系配管支持架構，使用済燃料乾式貯蔵建屋及び緊急時対策所建屋の杭は隅部への応力集中が考えられるため，①−1 に該当するものとして抽出した。
①−2「面内方向の荷重を負担しつつ，面外方向の荷重が作用」の部位としては，基礎
主排気筒の基礎梁が考えられるが，主排気筒の基礎梁は地震時の面外荷重が、直近の直交部材にて受ける構造としているため該当しない。

22

(4) 3 次元的な応答特性が想定される部位の抽出
表 3-1-1 に示す耐震評価上の構成部位のうち，荷重の組合せによる応答特性が想定される部位として抽出されなかった部位について，表 3-1-3 に示す 3 次元的な応答特性により，
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響が想定される部位を抽出した。抽出した結果を表 31-6 に示す。
応答特性②−1「面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい可能性がある部位」
として，原子炉建屋の燃料取替フロアの壁を抽出した。
また，応答特性②−2「加振方向以外の方向に励起される振動が発生する可能性がある部位」として，非常用ガス処理系配管支持架構の梁一般部（水平材）及び鉄骨ブレ−ス（斜材）を抽出した。
a. 柱
主排気筒及び非常用ガス処理系配管支持架構の隅柱は(3)で抽出されているため，その他の柱について②−1「面外方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい」部位，②−2「加振方向以外の方向に励起される振動」の発生する部位への該当を検討する。
原子炉建屋，主排気筒，使用済燃料乾式貯蔵建屋，緊急時対策所建屋，タービン建屋，
サービス建屋の柱は各部とも，両方向に対して断面算定を実施しており，面外慣性力の影響も考慮済であるため，②−1「面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい」の部位には該当しない。また，対象の建物・構築物は，鉄筋コンクリート造耐震壁又は鉄骨ブレースを主な耐震要素として扱っており，地震力のほとんどを耐震壁又は鉄骨ブレースが負担する。ねじれ振動の影響が想定される部位についても，ねじれを加味した構造計画を行っており，②−2「加振方向以外の方向に励起される振動」の部位にも該当しない。
主排気筒は地震力のほとんどを鉄塔が負担しており，筒身は②−1「面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい」の部位には該当しない。また，釣り合いよく鉄塔に支持される構造計画を行っており，②−2「加振方向以外の方向に励起される振動」の部位にも該当しない。
b. 梁
原子炉建屋，使用済燃料乾式貯蔵建屋，緊急時対策所建屋，タービン建屋，サービス
建屋の梁一般部及び地下部は，剛性の高い床や耐震壁が付帯するため，面外方向の変形を抑制することから，②−1「面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい」及び②−2「加振方向以外の方向に励起される振動」の部位には該当しない。
鉄骨トラス部は，１方向トラスの場合には，面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影
響が大きいと考えられるが，各建屋の鉄骨トラスは直交方向にもトラスや繋ぎ梁が存在し，面外慣性力を負担するため，②−1「面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい」の部位に該当しない。また，非常用ガス処理系配管支持架構については対称構
造でないためにねじれ挙動が想定されることから，②−2「加振方向以外の方向に励起される振動」の部位に該当する。

24

c. 壁
(3)で抽出されている以外の各建屋の壁について，②−l「面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい」及び②−2「加振方向以外の方向に励起される振動」の発生する部位の検討を行う。
原子炉建屋の上部階の壁は複数スパンにまたがって直交方向に壁及び大梁がなく，面内方向荷重に加え，面外慣性力の影響が大きいと考えられることから，②−1「面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい」の部位に該当する。
非常用ガス処理系配管支持架構については対称構造でないためにねじれ挙動が想定されるため，②−2「加振方向以外の方向に励起される振動」の部位に該当する。
d. 床及び屋根
各建屋の床及び屋根については，釣合いよく壁が配置されているため，②−1「面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい」及び②−2「加振方向以外の方向に励起される振動」の部位に該当しない。
e. 基礎
基礎スラブ及び杭は，(3)の荷重の組合せによる応答特性を踏まえたスクリーニング
で既に抽出されている。
②−l「面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい」の部位としては，主排気筒の基礎梁が考えられるが，主排気筒の基礎梁は短スパンであり影響は少ないと考えられるため，該当しない。

25

(5) 3 次元ＦＥＭモデルによる精査
3 次元的な応答特性が想定される部位として抽出した部位について，3 次元ＦＥＭモデ
ルにより精査を行った。
応答特性②−1「面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい部位」については，施設の重要性，建屋規模及び構造特性を考慮し，下部に上位クラス施設がある原子炉建屋の燃料取替フロアの壁を代表として 3 次元ＦＥＭモデルによる精査を行った。
応答特性②−2「加振方向以外の方向に励起される振動の影響が大きい部位」については，
ねじれ応答の影響が懸念されるとともに，重要施設である非常用ガス処理系配管支持架構の梁一般部（水平材）及び鉄骨ブレ−ス（斜材）を代表として 3 次元ＦＥＭモデルによる精査を行った。
また，原子炉建屋の耐震評価部位全般に対し，局所的な応答について，3 次元ＦＥＭモデルによる精査を行った。局所的な応答と併せて捩れ挙動についても確認を行った。精査は，地震応答解析により水平 2 方向及び鉛直方向入力時の影響を評価することで行った。
その結果，原子炉建屋燃料取替フロアの壁及び床の応答が増幅する傾向が確認されたため，燃料取替フロアの壁の面外応答増幅による影響検討及び使用済燃料プールのウェル壁の応
答増幅による影響検討を行った。応答増幅を考慮しても燃料取替フロアの壁及び使用済燃料プールのウェル壁の耐震性への影響は小さいことを確認した。
3 次元ＦＥＭモデルを用いた精査の結果，有している耐震性への影響が小さいことから，
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響評価を実施する部位は抽出されなかった。
3 次元ＦＥＭモデルを用いた精査の結果を表 3-1-7 に示す。また，3 次元ＦＥＭモデルによる精査の詳細については別紙 2 に示す。

27

表 3-1-7 3 次元モデルを用いた精査
耐震評価部位対象
建物・構築物

3 次元的な応答特性
②−2

梁

一般部

非常用ガス処理系
配管支持架 構(加振方向以外の方向に励起される振動が発生)

原子炉建屋
一般部
（燃料取替フロア）
壁
鉄骨
28

ブレース

3 次元モデルを用いた

水平 2 方向及び鉛直方向
入力時の応答の水平 1 方
向入力時の応答に対する増分が小さいことを確認する。

水平 2 方向及び鉛直方向地震力による左記の対象に有する耐震性への影響は想定されないため抽出しない。

同上

同上

同上

同上

②−1
(面内方向の荷重に加え面外慣性力の影響が大きい)②−2

非常用ガス処理系
配管支持架 構(加振方向以外の方向に励起される振動が発生)

原子炉建屋の燃料取替フロアの壁では，面外方向に応答が増幅する傾向が確認されたものの，保守的な静的解析モデルを用いた評価により面外慣性力によって生じる応力が，許容値を超えないことを確認した。よって，水平 2 方向及び鉛直方向地震力による耐震性への影響は想定されないため抽出しない。

耐震評価
原子炉建屋
部位全般

3 次元モデルを用いた精査結果

精査方法

局所的な応答同上
使用済燃料プールのウェル壁では，鉛直地震力
による東西方向の応答増幅の傾向が確認された
ものの，水平 2 方向及び鉛直方向地震力により生じる応力に応答増幅率を考慮しても，許容値を超えないことを確認した。よって，水平 2 方
向及び鉛直方向地震力による耐震性への影響は想定されないため抽出しない。

注 ：下線部は代表として評価する建物・構築物を示す。

3.1.4 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響評価部位の抽出結果(1) 建物・構築物における影響評価部位の抽出結果
建物・構築物において，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響が想定されるとして抽出した部位を表 3-1-8 に示す。
応答特性①−1「直交する水平 2 方向の荷重が，応力として集中する部位」のうち，重要施設である非常用ガス処理系排気筒を支持する，主排気筒鉄塔部の主柱材を代表として，
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価を行う。また，建屋規模が大きく，重要な設備を多く内包している等の留意すべき特徴を有している原子炉建屋の基礎スラブを代表として，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価を行う。
応答特性①−2「面内方向の荷重を負担しつつ，面外方向の荷重が作用する部位」として，施設の重要性，建屋規模及び構造特性を考慮し，上部に床などの拘束がなく，面外荷重（水圧）が作用する原子炉建屋使用済燃料プールの壁を代表して，水平 2 方向及び鉛直方向地
震力の組合せによる影響評価を行う。
(2) 機器・配管系への影響が考えられる部位の抽出結果
建物・構築物において，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響評価対象として抽出した耐震評価上の構成部位について，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる応答値への影響の観点から，機器・配管系への影響の可能性がある部位について検討した。
主排気筒の主柱材については，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せにより応力が集中する部位であり，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる応答値への影響がない
ため，機器・配管系への影響の可能性はない。
原子炉建屋の基礎については，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せにより応力が集中する部位であり，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる応答値への影響がない
ため，機器・配管系への影響の可能性はない。
原子炉建屋（使用済燃料プール）の壁については，面内方向の荷重を負担しつつ，面外方向の荷重が作用する部位であり，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる応答値への影響がないため，機器・配管系への影響の可能性はない。
原子炉建屋の局所的な応答については，機器・配管系への影響の可能性が想定される事象として，原子炉建屋 6 階の壁及び床の応答が増幅する傾向が確認されたため，「別紙 4
機器・配管系に関する説明資料」で影響検討を行う。

29

表 3-1-8 水平 2 方向及び鉛直方向地震力による影響評価部位の抽出結果
応答
特性

耐震評価部位

対象建物・構築物

代表評価部位
重要設備である非常用ガ

柱

隅部

・主排気筒

ス処理系排気筒を支持す

・非常用ガス処理系配管支持架構

る，主排気筒鉄塔部の主柱材を代表として評価する。

①−1
基
礎

基礎スラブ
・
杭＊

水圧
①−2

壁

作用部
地下部

・原子炉建屋

建物規模が比較的大きく，

・主排気筒

重要な設備を多く内包し・非常用ガス処理系配管支持架構ている等の留意すべき特・使用済燃料乾式貯蔵建屋

徴を有している原子炉建・格納容器圧力逃がし装置格納層屋の基礎を代表として評・緊急時対策所建屋価する。

・原子炉建屋（使用済燃料プール）
・原子炉建屋（壁地下部）
・格納容器圧力逃がし装置格納槽（壁地下部）
・タービン建屋（壁地下部）

施設の重要性，建屋規模及び構造特性を考慮し，上部に床などの拘束がなく，面外荷重（水圧）が作用する
使用済燃料プールの壁を評価する。

凡例 ①−1：応答特性「直交する水平 2 方向の荷重が，応力として集中」①−2：応答特性「面内方向の荷重を負担しつつ，面外方向の荷重が作用」
注：下線部は代表として評価する建物・構築物を示す。

注記 ＊：使用済燃料乾式貯蔵建屋については水平 2 方向及び鉛直方向を組み合わせた評価を実施している。主排気筒・非常用ガス処理系配管支持架構及び緊急時対策所建屋については
水平１方向と鉛直の組合せの検定値に余裕があるため水平 2 方向及び鉛直方向を組み合わせた検討していない。

30

3.1.5 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響評価方針
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価部位として抽出された部位について，基準地震動Ｓｓを用い，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響を評価した。
評価は従来設計手法による各部位の解析モデル及び鉛直方向地震力の組合せによる評価結果を用いた。評価に用いる地震動を表 3-1-9 に示す。
また，影響評価は，水平 2 方向及び鉛直方向を同時に入力する時刻歴応答解析による評
価，または，基準地震動Ｓｓの各方向地震力成分により，個別に計算した最大応答地を用い，水平 2 方向及び鉛直方向地震力を組み合わせる方法として，米国 REGULATORY GUIDE
1.92（注）の「2. Combining Effects Caused by Three Spatial Components of an
Earthquake」を参考に，組合せ係数法（1.0：0.4：0.4）に基づいた評価により実施した。

31

表 3-1-9 評価に用いる地震動
耐震評価部位

対象建物・構築物評価に用いる
地震動評価に用いる理由
添付書類「Ⅴ-2-2-15-1

柱

隅部

主排気筒

主排気

基準地震動

筒の耐震性についての計算書」のＳs−Ｄ１

評価結果を用いるため，Ｓs−Ｄ

Ｓs−１１〜Ｓs−１４

１，Ｓs−１１〜Ｓs−１４，Ｓs−

Ｓｓ−２１，Ｓｓ−２２ ２１，Ｓs−２２及びＳs−３１に
Ｓs−３１

よる動的地震力を各レベルで包絡した地震力とする。
添付書類「Ⅴ-2-9-3-4 原子炉建

基
礎

矩形

原子炉建屋

基準地震動

屋基礎盤の耐震性についての計

Ｓs−Ｄ１

算書」の評価結果を用いるため，

Ｓs−１１〜Ｓs−１４

Ｓ s −Ｄ１，Ｓ s −１１〜Ｓ s −１

Ｓｓ−２１，Ｓｓ−２２ ４，Ｓs−２１，Ｓs−２２及びＳ
Ｓs−３１

s

−３１による動的地震力を各レベルで包絡した地震力とする。
添付書類「Ⅴ-2-4-2-1 使用済燃壁

水圧

原子炉建屋（使用作用部済燃料プール）

基準地震動

料プールの耐震性についての計

Ｓs−Ｄ１

算書」の評価結果を用いるため，

Ｓs−１１〜Ｓs−１４

Ｓ s −Ｄ１，Ｓ s −１１〜Ｓ s −１

Ｓｓ−２１，Ｓｓ−２２ ４，Ｓs−２１，Ｓs−２２及びＳ
Ｓs−３１

s

−３１による動的地震力を各レベルで包絡した地震力とする。

32

3.1.6.2 検討方針
主排気筒の鉄塔のうち，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響評価として，直交する水平 2 方向の荷重が応力として集中する部位である主柱材を対象に評価を行う。
評価に当たっては，基準地震動Ｓｓによる地震力（以下「Ｓｓ地震時」という。）に対して，3 次元ＦＥＭモデルによる弾性応力解析を行い，各主柱材に対する水平 2 方向及び鉛直方向入力時と水平 1 方向及び鉛直方向入力時の軸力及び曲げによる応力度比の比率を求め，これらの比率を考慮した各主柱材の応力度比が，1.0 を超えないことを確認する。
解析モデルの詳細及び許容値については，添付書類「Ⅴ-2-2-15-1 主排気筒の耐震性についての計算書」に示すものと同一である。
3.1.6.3 荷重及び荷重の組合せ
荷重の組合せは，添付書類「Ⅴ-2-1-9 機能維持の基本方針」に基づき，設定する。
荷重の組合せを表 3.1.6-1 に示す。
荷重の詳細は，添付書類「Ⅴ-2-2-15-1 主排気筒の耐震性についての計算書」に示
す固定荷重（Ｇ），地震荷重（Ｋ）及び風荷重（Ｗ）と同一である。
表 3.1.6-1 荷重の組合せ
外力の状態

水平荷重の入力方向

荷重の組合せ

Ｓｓ地震時

0°

Ｇ＋Ｋ＋Ｗ

Ｓｓ地震時

45°

Ｇ＋Ｋ＋Ｗ

Ｇ ：固定荷重
Ｋ ：地震荷重Ｗ ：風荷重3.1.6.4 使用材料の許容応力度
主柱材の許容応力度及び終局強度は，添付書類「Ⅴ-2-2-15-1 主排気筒の耐震性についての計算書」の「3.3 許容限界」にて示すものと同一である。
3.1.6.5 地震応答解析(1) 解析モデル
鉄塔の応力解析モデル図を図 3.1.6−2 に，部材リストを表 3.1.6-2 に示す。
解析モデルの詳細は，添付書類「Ⅴ-2-2-15-1 主排気筒の耐震性についての計算書」の「3.4.1 応力評価方法」に示す内容と同一である。

34

(2) 解析諸元
使用材料（主柱材）の物性値を表 3.1.6-3 に示す。
表 3.1.6-3 材料物性値
使用材料

ヤング係数

ポアソン比

主柱材（STK400）

205000 N/mm2

0.3(3) 評価方法
3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析を行い，地震荷重及び風荷重を組み合わせて，各主柱材に対する水平 2 方向及び鉛直方向入力時各主柱材の最大検定比が，1.0を超えないことを確認する。
a.

荷重の組合せケース
荷重の組合せケースを表 3.1.6-4 に示す。
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響を確認するため，水平 1 方

向及び鉛直方向地震力の組合せについても検討を行い，水平 2 方向及び鉛直方向
地震力の組合せによる結果と比較し，その影響を評価する。
表 3.1.6-4 荷重の組合せケース
ケース No.

荷重の組合せ1

Ｇ＋1.0ＫＨ0°＋0.4ＫＨ0°＋0.4ＫＶ＋Ｗ0°2

Ｇ＋0.4ＫＨ0°＋1.0ＫＨ0°＋0.4ＫＶ＋Ｗ0°3

Ｇ＋0.4ＫＨ0°＋0.4ＫＨ0°＋1.0ＫＶ＋Ｗ0°

4

Ｇ＋1.0ＫＨ45°＋0.4ＫＨ45°＋0.4ＫＶ＋Ｗ45°

5

Ｇ＋0.4ＫＨ45°＋1.0ＫＨ45°＋0.4ＫＶ＋Ｗ45°

6

Ｇ＋0.4ＫＨ45°＋0.4ＫＨ45°＋1.0ＫＶ＋Ｗ45°

Ｇ

：固定荷重

ＫＨ0° ：0°方向の水平方向地震荷重
ＫＨ45° ：45°方向の水平方向地震荷重
ＫＶ：鉛直方向地震荷重

Ｗ0°：0°方向の風荷重

Ｗ45° ：45°方向の風荷重
b.

荷重の入力方法
添付書類「Ⅴ-2-2-15-1 主排気筒の耐震性についての計算書」の「3.4.1 応力評価方法」に倣い，地震荷重については，基準地震動Ｓｓの地震応答解析により得られた地震荷重を，地震荷重による応力評価用モデルに入力し，風荷重については，

36

3.1.7 原子炉建屋基礎盤の検討
3.1.7.1 検討の概要
矩形の基礎は，直交する水平 2 方向の荷重が隅部に応力集中する可能性があることから，Ｓｓ地震時を対象として，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響を検討する。
原子炉建屋基礎盤は，原子炉格納容器の底部に該当する部分（以下「原子炉格納容器底部コンクリートマット」という。
）並びに，二次格納施設にあたる原子炉建屋原子炉棟のうち，原子炉格納容器底部コンクリートマット以外の基礎（以下「原子炉棟基礎」という。
）及び原子炉建屋付属棟の基礎（以下「付属棟基礎」という。
）で構成さ
れる。
原子炉建屋基礎盤の底面における平面規模は，南北方向 68.5 m，東西方向 68.25 m，
厚さ 5.0 m の矩形である。原子炉建屋基礎盤の概略平面図及び概略断面図を図 3.1.71 及び図 3.1.7-2 に示す。

38

3.1.7.2 検討方針
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響評価として，直交する水平 2 方向の荷重が応力として集中する部位である原子炉棟基礎及び付属棟基礎について，評価を行う。
評価に当たっては，Ｓｓ地震時に対して，3 次元ＦＥＭモデルの応力解析結果を用いた断面の評価について，許容値を超えないことを確認する。
解析モデルの詳細及び許容値については，添付書類「Ⅴ-2-9-3-4 原子炉建屋基礎
盤の耐震性についての計算書」に示すものと同一である。
3.1.7.3 荷重及び荷重の組合せ
荷重の組合せは，添付書類「Ⅴ-2-1-9 機能維持の基本方針」に基づき設定する。
荷重の組合せを表 3.1.7-1 に示す。
荷重の詳細は，添付書類「Ⅴ-2-9-3-4 原子炉建屋基礎盤の耐震性についての計算書」の「4.2.1 荷重」に示す死荷重（D），活荷重（L），運転時圧力（P1），逃がし安全
弁作動時荷重（H1），常時土圧荷重（E0），地震時土圧荷重（Es）及び地震荷重（Ks）と同一である
表 3.1.7-1 荷重の組合せ
外力の状態

荷重の組合せＳｓ地震時

D＋L＋E0＋P1＋H1＋Ks＋Es

D

：死荷重

L

：活荷重（地震時の積雪荷重 S 地震時を含む）

E0：常時土圧荷重Es：地震時増分土圧荷重

Ks：Ｓｓ地震荷重P1：運転時圧力＊H1：逃がし安全弁作動時荷重＊
注＊：原子炉格納容器底部コンクリートマットに作用3.1.7.4 使用材料の許容限界
コンクリート及び鉄筋の許容応力度は，添付書類「Ⅴ-2-9-3-4 原子炉建屋基礎盤の耐震性についての計算書」の「4.4 解析モデル及び諸元」に示す内容と同一である。

41

(2) 荷重ケース
Ｓｓ地震時の応力は，添付書類「Ⅴ-2-9-3-4 原子炉建屋基礎盤の耐震性についての計算書」の「4.5.1 応力解析方法」に示す，次の荷重ケースによる応力を組み合わせ
て求める。
DL

：死荷重＋活荷重

E0：常時土圧荷重

EsNS：NS 方向 Ｓｓ地震時増分土圧

EsEW：EW 方向 Ｓｓ地震時増分土圧

＊1
sSN

K

：S→N 方向 Ｓｓ地震荷重

KsWE＊1：W→E 方向 Ｓｓ地震荷重

＊1
sDU

K

P1＊2
＊2

H1

：鉛直方向

Ｓｓ地震荷重：運転時圧力：逃がし安全弁作動時荷重

注記 ＊1：計算上の座標軸を基本として，EW 方向は W→E 方向加力，NS 方向はS→N 方向加力，鉛直方向は上向き加力を記載している。
＊2：原子炉格納容器底部コンクリートマットに作用する。
(3) 荷重の組合せケース
荷重の組合せケースは，Ｓｓ地震時の単独荷重を，米国 REGULATORY GUIDE 1.92 の「2．Combining Effects Caused by Three Spatial Components of an Earthquake」
を参考に，組合せ係数法（1.0：0.4：0.4）に基づいて評価する。なお，水平 2 方向と鉛直方向の組合せにおいては，水平 1 方向と鉛直方向の組合せの結果を考慮して鉛直
方向地震力に 0.4 を乗じるケースに対して実施する。
荷重の組合せケースを表 3.1.7-2 に示す。

43

表 3.1.7-2（1／2） 荷重の組合せケース（a）水平 2 方向及び鉛直方向の組合せ
外力の状態
Ｓｓ地震時

ケース

荷重の組合せNo.
2-1

DL＋E0＋P1＋H1＋1.0KsNS＋0.4KsEW＋0.4KsDU＋1.0EsNS＋0.4EsEW

2-2

DL＋E0＋P1＋H1＋0.4KsNS＋1.0KsEW＋0.4KsDU＋0.4EsNS＋1.0EsEW

2-3

DL＋E0＋P1＋H1−0.4KsNS＋1.0KsEW＋0.4KsDU＋0.4EsNS＋1.0EsEW

2-4

DL＋E0＋P1＋H1−1.0KsNS＋0.4KsEW＋0.4KsDU＋1.0EsNS＋0.4EsEW

2-5

DL＋E0＋P1＋H1−1.0KsNS−0.4KsEW＋0.4KsDU＋1.0EsNS＋0.4EsEW

2-6

DL＋E0＋P1＋H1−0.4KsNS−1.0KsEW＋0.4KsDU＋0.4EsNS＋1.0EsEW

2-7

DL＋E0＋P1＋H1＋0.4KsNS−1.0KsEW＋0.4KsDU＋0.4EsNS＋1.0EsEW

2-8

DL＋E0＋P1＋H1＋1.0KsNS−0.4KsEW＋0.4KsDU＋1.0EsNS＋0.4EsEW

2-9

DL＋E0＋P1＋H1＋1.0KsNS＋0.4KsEW−0.4KsDU＋1.0EsNS＋0.4EsEW

2-10

DL＋E0＋P1＋H1＋0.4KsNS＋1.0KsEW−0.4KsDU＋0.4EsNS＋1.0EsEW

2-11

DL＋E0＋P1＋H1−0.4KsNS＋1.0KsEW−0.4KsDU＋0.4EsNS＋1.0EsEW

2-12

DL＋E0＋P1＋H1−1.0KsNS＋0.4KsEW−0.4KsDU＋1.0EsNS＋0.4EsEW

2-13

DL＋E0＋P1＋H1−1.0KsNS−0.4KsEW−0.4KsDU＋1.0EsNS＋0.4EsEW

2-14

DL＋E0＋P1＋H1−0.4KsNS−1.0KsEW−0.4KsDU＋0.4EsNS＋1.0EsEW

2-15

DL＋E0＋P1＋H1＋0.4KsNS−1.0KsEW−0.4KsDU＋0.4EsNS＋1.0EsEW

2-16

DL＋E0＋P1＋H1＋1.0KsNS−0.4KsEW−0.4KsDU＋1.0EsNS＋0.4EsEW

44

表 3.1.7-2（2／2） 荷重の組合せケース（b）水平 1 方向及び鉛直方向の組合せ
外力の状態
Ｓｓ地震時

ケース

荷重の組合せNo.
1-1

DL＋E0＋P1＋H1＋1.0KsSN＋0.4KsDU＋1.0EsNS

1-2

DL＋E0＋P1＋H1＋1.0KsWE＋0.4KsDU＋1.0EsEW

1-3

DL＋E0＋P1＋H1−1.0KsSN＋0.4KsDU＋1.0EsNS

1-4

DL＋E0＋P1＋H1−1.0KsWE＋0.4KsDU＋1.0EsEW

1-5

DL＋E0＋P1＋H1＋1.0KsSN−0.4KsDU＋1.0EsNS

1-6

DL＋E0＋P1＋H1＋1.0KsWE−0.4KsDU＋1.0EsEW

1-7

DL＋E0＋P1＋H1−1.0KsSN−0.4KsDU＋1.0EsNS

1-8

DL＋E0＋P1＋H1−1.0KsWE−0.4KsDU＋1.0EsEW

1-9

DL＋E0＋P1＋H1＋0.4KsSN＋1.0KsDU＋0.4EsNS

1-10

DL＋E0＋P1＋H1＋0.4KsWE＋1.0KsDU＋0.4EsEW

1-11

DL＋E0＋P1＋H1−0.4KsSN＋1.0KsDU＋0.4EsNS

1-12

DL＋E0＋P1＋H1−0.4KsWE＋1.0KsDU＋0.4EsEW

1-13

DL＋E0＋P1＋H1＋0.4KsSN−1.0KsDU＋0.4EsNS

1-14

DL＋E0＋P1＋H1＋0.4KsWE−1.0KsDU＋0.4EsEW

1-15

DL＋E0＋P1＋H1−0.4KsSN−1.0KsDU＋0.4EsNS

1-16

DL＋E0＋P1＋H1−0.4KsWE−1.0KsDU＋0.4EsEW

45

3.1.7.6 評価方法
基礎の断面の評価は，添付書類「Ⅴ-2-9-3-4 原子炉建屋基礎盤の耐震性についての計算書」の「4.5.2 断面の評価方法」に示す方法と同一である。
3.1.7.7 評価結果
断面の評価結果を以下に示す。また，原子炉建屋基礎盤の配筋領域図及び配筋一覧を図 3.1.7-4 及び表 3.1.7-3 に示す。
断面の評価結果を記載する要素は，軸力，曲げモーメント及び面外せん断力に対する評価において，発生値に対する許容値の割合が最小となる要素とする。
選定した要素の位置を図 3.1.7-5 に，評価結果を表 3.1.7-4 に示す。
Ｓｓ地震時における水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せにおいて，水平 1 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対する評価結果と水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対する評価結果を比較すると，水平 2 方向の地震力の影響により解析結果の値は増加傾向にあり，一部最大となる要素が変わるものもあるが，水平 2 方向及び鉛直
方向地震力の組合せによる軸力，曲げモーメント及び面外せん断力に対する評価における発生値は各許容値を超えないことを確認した。

46

PN

は，水平2方向及び鉛直方向地震力の組合せによる断面算定部位を示す。
は，水平1方向及び鉛直方向地震力の組合せによる断面算定部位を示す。

（a）軸力＋曲げモーメント（NS 方向または円周方向）

PN

は，水平2方向及び鉛直方向地震力の組合せによる断面算定部位を示す。
は，水平1方向及び鉛直方向地震力の組合せによる断面算定部位を示す。

（b）軸力＋曲げモーメント（EW 方向または半径方向）
図 3.1.7-5（1／2） 解析結果を記載する要素の位置

48

PN

は，水平2方向及び鉛直方向地震力の組合せによる断面算定部位を示す。
は，水平1方向及び鉛直方向地震力の組合せによる断面算定部位を示す。

（c）面外せん断力（NS 方向または円周方向）

PN

は，水平2方向及び鉛直方向地震力の組合せによる断面算定部位を示す。
は，水平1方向及び鉛直方向地震力の組合せによる断面算定部位を示す。

（d）面外せん断力（EW 方向または半径方向）
図 3.1.7-5（2／2） 解析結果を記載する要素の位置49

表 3.1.7-4 原子炉棟基礎及び付属棟基礎の評価結果（Ｓｓ地震時）（a）水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せ
評価項目

軸力
＋
曲げモーメント

面外せん断力

要素

組合せ

番号

ケース

NS

851

半径

発生値

許容値

2-12

10.7

11.8

276

2-3

43.6

49.8

NS

438

2-6

1.45＊

2.12

半径

279

2-3

1.96＊

2.12

発生値

許容値

方向

曲げモーメント（×103 kN･m/m）

面外せん断応力度（N/mm2）

注記 ＊：応力の再配分等を考慮して，応力の平均化を行った結果（b）水平 1 方向及び鉛直方向地震力の組合せ
評価項目

軸力
＋
曲げモーメント

面外せん断力

要素

組合せ

番号

ケース

NS

851

1-7

10.9

12.2

EW

626

1-6

23.2

32.4

NS

851

1-1

1.60

2.19

EW

465

1-4

1.90

2.19

方向

曲げモーメント（×103 kN･m/m）

面外せん断応力度（N/mm2）50

3.1.7.8 原子炉建屋における改造工事に伴う重量増加を反映した検討
3.1.7.7 項の評価結果に対して，設備の補強や追加等の改造工事に伴い重量が増加することの影響についての検討を行う。
(1) 検討方針「3.1.7.2 検討方針」に示す検討方針と同様である。ただし，設備の補強や追加等の改造工事に伴う重量増加を考慮した割増係数を 3.1.7.7 項の評価結果に乗じて構造健全性の検討を行う。
(2) 検討結果
原子炉建屋基礎盤については，1 次遮蔽壁（以下「シェル壁（S／W）」という。），原
子炉建屋原子炉棟（以下「原子炉棟」という。）の外壁（以下「内部ボックス壁（I／W）
」という。
）及び原子炉建屋付属棟（以下，「付属棟」という。
）の外壁（以下「外部ボックス壁（O／W）
」という。）からの基礎への地震時せん断力，軸力を地震荷重として考慮することから，原子炉建屋基礎盤上層（要素番号(10)，EL.−4.0 m〜EL.2.0 m）の最大応答せん断力及び軸力の応答比率の最大値を割増係数として設定し，応力評価
結果の発生値に乗じて各許容値を超えないことを確認する。
原子炉建屋基礎盤上層（要素番号（10））の最大応答せん断力及び軸力の各方向の応答比率と割増係数を表 3.1.7-5 に示す。
原子炉建屋基礎盤の断面評価結果を表 3.1.7-6 に示す。重量増加を考慮した割増係数を乗じた結果においても，各許容値を超えないことを確認した。

51

表 3.1.7-6 重量増加を考慮した評価結果（Ｓｓ地震時）（a）水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せ
評価項目

軸力
＋

曲げモーメント

曲げモー（×103 kN･m/m）

メント

面外せん

面外せん断応力度

断力（N/mm2）

要素

発生値

割増係数

番号

①

②

NS

851

10.7

半径

276

NS

半径

方向

①×②

許容値

1.02

11.0

11.8

43.6

1.02

44.5

49.8

438

1.45＊

1.02

1.48

2.12

279

1.96＊

1.02

2.00

2.12

注記 ＊：応力の再配分等を考慮して，応力の平均化を行った結果

53

3.1.7.9 検討のまとめ
矩形の基礎は，直交する水平 2 方向の荷重が隅部に応力集中する可能性があることから，原子炉建屋基礎盤（原子炉棟基礎及び付属棟基礎）について，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対して，3 次元ＦＥＭモデルを用いた弾性応力解析を実施した。
検討の結果，水平 1 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対する評価結果と水平 2 方
向及び鉛直方向地震力の組合せに対する評価結果を比較すると，水平 2 方向の地震力の影響により解析結果の値は増加傾向にあり，一部最大となる要素位置が変わるものもあるが，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる軸力，曲げモーメント及び面外せん断力に対する評価における発生値は各許容値を超えないことを確認した。
また，原子炉建屋における改造工事に伴う重量増加を反映した地震応答解析に基づ
き影響について検討を行い，重量増加を考慮した場合においても安全上問題とならないことを確認した。
以上のことから，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対し，原子炉建屋基礎盤（原子炉棟基礎及び付属棟基礎）が有する耐震性への影響はないことを確認した。

54

3.1.8 使用済燃料プールの検討
3.1.8.1 検討の概要
使用済燃料プールの耐震壁は面内方向の荷重を負担しつつ，面外方向の水圧等の荷重が作用する部位であり，水平 2 方向の地震力を受ける。
使用済み燃料プールは，原子炉建屋の原子炉棟の燃料取替床（EL.46.50 m）付近に位置する鉄筋コンクリート構造物で，使用済燃料，制御棒及び使用済燃料輸送容器が収容される。使用済燃料プール内には，収容される機器の遮蔽及び冷却のため常時水が張られている。使用済燃料プール内面はステンレス鋼でライニングされており，漏水を防ぐと共に，保守，点検についても考慮されている。
使用済燃料プールはほぼ長方形で，その大きさは，内面寸法で 12.192 m×10.363 m，
壁厚 2.154 m，底面スラブ厚 1.599 m である。
使用済燃料プールを含む原子炉建屋の概略平面図及び概略断面図を図 3.1.8-1 及び
図 3.1.8-2 に，使用済燃料プール周りの概略平面図及び概略断面図を図 3.1.8-3 及び
図 3.1.8-4 に示す。

55

3.1.8.2 検討方針
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響評価として，面内方向の荷重を負担しつつ，面外方向の荷重が作用する使用済燃料プールの壁について，評価を行う。
評価に当たっては，Ｓｓ地震時に対して，3 次元ＦＥＭモデルの応力解析結果を用いた断面の評価について，許容値を超えないことを確認する。
解析モデルの詳細及び許容値については，添付書類「Ⅴ-2-4-2-1 使用済燃料プー
ルの耐震性についての計算書」に示すものと同一である。
3.1.8.3 荷重及び荷重の組合せ
荷重の組合せは，添付書類「Ⅴ-2-1-9 機能維持の基本方針」に基づき設定する。
荷重の組合せを表 3.1.8-1 に示す。
荷重の詳細は，添付書類「Ⅴ-2-4-2-1 使用済燃料プールの耐震性についての計算書」の「3.2.1 荷重」に示す固定荷重（G），積載荷重（P），静水圧荷重（HS），長期ラック荷重（R０）動水圧荷重（Hs）及び地震荷重（Ss）と同一である。
表 3-1 荷重の組合せケース（Ｓｓ地震時）
外力の状態

荷重の組合せＳｓ地震時

G＋P＋Hs＋R0＋Hs＋Ss

G

：固定荷重

P

：積載荷重

Hs

：静水圧荷重R0：長期ラック荷重

Hs：動水圧荷重

Ss：Ｓｓ地震荷重

3.1.8.4 使用材料の許容限界
コンクリート及び鉄筋の許容応力度は，添付書類「Ⅴ-2-4-2-1 使用済燃料プールの耐震性についての計算書」の「3.4 解析モデル及び諸元」に示す内容と同一である。
3.1.8.5 応力解析
(1) 解析モデル
解析モデル図を図 3.1.8-5 に示す。
解析モデルの詳細は，添付書類「Ⅴ-2-4-2-1 使用済燃料プールの耐震性についての計算書」の「3.4 解析モデル及び諸元」に示す内容と同一である。

58

節点数：1028
要素数：1038

図 3.1.8-5 解析モデル概要図(2) 荷重ケース
Ｓｄ地震時，Ｓｄ地震時＋温度及びＳｓ地震時の応力は，単独荷重による解析で求まる応力を組合せて求める。
単独荷重の記号を以下に示す。
GP：固定荷重及び積載荷重

Hs：静水圧荷重R0：長期ラック荷重

SsWE＊：Ｓｓ地震荷重

W→E 方向GP 及び R0 による慣性力

＊
SN

Ss

：Ｓｓ地震荷重

S→N 方向GP 及び R0 による慣性力

SsDU＊：Ｓｓ地震荷重

鉛直方向

GP 及び R0 による慣性力

＊
WE

Hs

：Ｓｓ地震荷重

W→E 方向水平地震力による動水圧荷重

HsSN＊：Ｓｓ地震荷重

S→N 方向水平地震力による動水圧荷重＊
DU：Ｓｓ地震荷重

鉛直方向

鉛直地震力による動水圧荷重

Hs

注記 ＊：加力方向により絶対値の差異はないため，計算上の座標軸を基本として，
EW 方向は W→E 方向加力，NS 方向は S→N 方向加力，鉛直方向は上向き加力を記載している。

59

(3) 荷重の組合せケース
荷重の組合せケースは，Ｓｓ地震時の単独荷重を，米国 REGULATORY GUIDE 1.92 の「2．Combining Effects Caused by Three Spatial Components of an Earthquake」
を参考に，組合せ係数法（1.0：0.4：0.4）に基づいて評価する。なお，水平 2 方向と鉛直方向の組み合わせにおいては，水平 1 方向と鉛直方向の組合せの結果を考慮して
鉛直方向地震力に 0.4 を乗じるケースに対して実施する。
荷重の組合せケースを表 3.1.8-2 に示す。

表 3.1.8-2（1／2） 荷重の組合せケース（a）水平 2 方向及び鉛直方向の組合せ
外力の状態

ケース
No.

荷重の組合せケース

Ｓｓ地震時

4‐1

GP＋Hs＋R0＋1.0SsNS＋0.4SsEW＋0.4SsDU＋1.0HsNS＋0.4HsEW＋0.4HsDU

4‐2

GP＋Hs＋R0＋0.4SsNS＋1.0SsEW＋0.4SsDU＋0.4HsNS＋1.0HsEW＋0.4HsDU

4‐3

GP＋Hs＋R0−0.4SsNS＋1.0SsEW＋0.4SsDU−0.4HsNS＋1.0HsEW＋0.4HsDU

4‐4

GP＋Hs＋R0−1.0SsNS＋0.4SsEW＋0.4SsDU−1.0HsNS＋0.4HsEW＋0.4HsDU

4‐5

GP＋Hs＋R0−1.0SsNS−0.4SsEW＋0.4SsDU−1.0HsNS−0.4HsEW＋0.4HsDU

4‐6

GP＋Hs＋R0−0.4SsNS−1.0SsEW＋0.4SsDU−0.4HsNS−1.0HsEW＋0.4HsDU

4‐7

GP＋Hs＋R0＋0.4SsNS−1.0SsEW＋0.4SsDU＋0.4HsNS−1.0HsEW＋0.4HsDU

4‐8

GP＋Hs＋R0＋1.0SsNS−0.4SsEW＋0.4SsDU＋1.0HsNS−0.4HsEW＋0.4HsDU

4‐9

GP＋Hs＋R0＋1.0SsNS＋0.4SsEW−0.4SsDU＋1.0HsNS＋0.4HsEW−0.4HsDU

4‐10

GP＋Hs＋R0＋0.4SsNS＋1.0SsEW−0.4SsDU＋0.4HsNS＋1.0HsEW−0.4HsDU

4‐11

GP＋Hs＋R0−0.4SsNS＋1.0SsEW−0.4SsDU−0.4HsNS＋1.0HsEW−0.4HsDU

4‐12

GP＋Hs＋R0−1.0SsNS＋0.4SsEW−0.4SsDU−1.0HsNS＋0.4HsEW−0.4HsDU

4‐13

GP＋Hs＋R0−1.0SsNS−0.4SsEW−0.4SsDU−1.0HsNS−0.4HsEW−0.4HsDU

4‐14

GP＋Hs＋R0−0.4SsNS−1.0SsEW−0.4SsDU−0.4HsNS−1.0HsEW−0.4HsDU

4‐15

GP＋Hs＋R0＋0.4SsNS−1.0SsEW−0.4SsDU＋0.4HsNS−1.0HsEW−0.4HsDU

4‐16

GP＋Hs＋R0＋1.0SsNS−0.4SsEW−0.4SsDU＋1.0HsNS−0.4HsEW−0.4HsDU

60

表 3.1.8-2（2／2） 荷重の組合せケース（b）水平 1 方向及び鉛直方向の組合せ
外力の状態

ケース
No.

荷重の組合せケース

Ｓｓ地震時

3‐1

GP＋Hs＋R0＋1.0SsWE＋1.0HsWE＋0.4SsDU+0.4HsDU

3‐2

GP＋Hs＋R0−1.0SsWE−1.0HsWE＋0.4SsDU+0.4HsDU

3‐3

GP＋Hs＋R0＋1.0SsSN＋1.0HsSN＋0.4SsDU+0.4HsDU

3‐4

GP＋Hs＋R0−1.0SsSN−1.0HsSN＋0.4SsDU+0.4HsDU

3‐5

GP＋Hs＋R0＋1.0SsWE＋1.0HsWE−0.4SsDU-0.4HsDU

3‐6

GP＋Hs＋R0−1.0SsWE−1.0HsWE−0.4SsDU-0.4HsDU

3‐7

GP＋Hs＋R0＋1.0SsSN＋1.0HsSN−0.4SsDU-0.4HsDU

3‐8

GP＋Hs＋R0−1.0SsSN−1.0HsSN−0.4SsDU-0.4HsDU

3‐9

GP＋Hs＋R0＋0.4SsWE＋0.4HsWE＋1.0SsDU+1.0HsDU

3‐10

GP＋Hs＋R0−0.4SsWE−0.4HsWE＋1.0SsDU+1.0HsDU

3‐11

GP＋Hs＋R0＋0.4SsSN＋0.4HsSN＋1.0SsDU+1.0HsDU

3‐12

GP＋Hs＋R0−0.4SsSN−0.4HsSN＋1.0SsDU+1.0HsDU

3‐13

GP＋Hs＋R0＋0.4SsWE＋0.4HsWE−1.0SsDU-1.0HsDU

3‐14

GP＋Hs＋R0−0.4SsWE−0.4HsWE−1.0SsDU-1.0HsDU

3‐15

GP＋Hs＋R0＋0.4SsSN＋0.4HsSN−1.0SsDU-1.0HsDU

3‐16

GP＋Hs＋R0−0.4SsSN−0.4HsSN−1.0SsDU-1.0HsDU

61

3.1.8.6 評価方法
使用済燃料プールの壁の評価は，添付書類「Ⅴ-2-4-2-1 使用済燃料プールの耐震性についての計算書」の「3.5.2 断面の評価方法」に示す方法と同一である。
3.1.8.7 評価結果
断面の評価結果を以下に示す。また，使用済燃料プールの壁の配筋一覧を表 3.1.83 に示す。
断面の評価結果を記載する要素は，軸力，曲げモーメント及び面外せん断力に対する評価において，発生値に対する許容値の割合が最小となる要素とする。
選定した要素の位置を図 3.1.8-6 及び図 3.1.8-7 に，評価結果を表 3.1.8-4 に示す。
Ｓｓ地震時における水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せにおいて，水平 1 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対する評価結果と水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対する評価結果を比較すると，水平 2 方向の地震力の影響により解析結果の値は増加傾向にあり，一部最大となる要素が変わるものもあるが，水平 2 方向及び鉛直
方向地震力の組合せによる軸力，曲げモーメント及び面外せん断力に対する評価における発生値は各許容値を超えないことを確認した。

62

表 3.1.8-3 配筋一覧
部位

北側壁

東側壁

南側壁

西側壁

配筋

レベル
EL.（m）

壁厚（cm）

34.689〜
39.191

200

D35@200 2 段 内
D29@200 2 段 外

D29@200 2 段 内外共

39.191〜
46.5

200

D29@200 2 段 内外共

D29@200 2 段 内外共

34.689〜
39.191

215.4

D35@200 2 段 内
D29@200 2 段 外

D29@200 2 段 内外共

39.191〜
46.5

215.4

D29@200 2 段 内外共

D29@200 2 段 内外共

34.689〜
46.5

157.6

D38@200 2 段 内外共

D38@200 2 段 内外共

34.689〜
39.191

215.4

D35@200 2 段 内
D29@200 2 段 外

D29@200 2 段 内外共

39.191〜
41.547215.4

D29@200 2 段 内外共

D29@200 2 段 内外共

41.547〜
43.198137.2

D29@200 2 段 内外共

D29@200 2 段 内外共

43.198〜
46.5

137.2

D29@200 2 段 内外共

D29@150 2 段 内外共

縦筋

63

横筋

表 3.1.8-4（1／2） 使用済燃料プールの壁の評価結果（Ｓｓ地震時）（a）水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せ
評価項目

北側壁

軸力
＋
曲げモーメント＋
面内せん断力

東側壁

南側壁

西側壁

北側壁
東側壁
軸力
南側壁
西側壁
北側壁
東側壁
面内せん断力
南側壁
西側壁
北側壁
東側壁
面外せん断力南側壁
西側壁

コンクリート（×10-3）
鉄筋（×10-3）
コンクリート（×10-3）
鉄筋（×10-3）
コンクリート（×10-3）
鉄筋（×10-3）
コンクリート（×10-3）
鉄筋（×10-3）
圧縮応力度（N/mm2）
圧縮応力度（N/mm2）
圧縮応力度（N/mm2）
圧縮応力度（N/mm2）
面内せん断応力度（N/mm2）
面内せん断応力度（N/mm2）
面内せん断応力度（N/mm2）
面内せん断応力度（N/mm2）
面外せん断応力度（N/mm2）
面外せん断応力度（N/mm2）
面外せん断応力度（N/mm2）
面外せん断応力度（N/mm2）

要素
位置

組合せ
ケース

解析
結果

許容値

備考

2219

4‐9

0.135

3.00

圧縮側

2272

4‐15

1.78

5.00

引張側

1590

4‐4

0.148

3.00

圧縮側

1590

4‐16

1.93

5.00

引張側

3055

4‐16

0.337

3.00

圧縮側

3037

4‐14

1.60

5.00

引張側

1090

4‐1

0.159

3.00

圧縮側

1046

4‐9

1.69

5.00

引張側

2272

4‐3

0.716

14.7

1581

4‐12

1.36

14.7

3043

4‐10

3.22

14.7

1090

4‐9

1.55

14.7

2209

4‐10

0.483

1.61

1590

4‐16

1.15

1.47

3037

4‐14

2.11

3.81

1087

4‐13

1.13

1.86

2228

4‐9

0.621

1.31

1536

4‐15

0.439

1.37

7801

4‐11

1.11

2.05

1033

4‐10

0.470

1.32

68

表 3.1.8-4（2／2） 使用済燃料プールの壁の評価結果（Ｓｓ地震時）（b）水平 1 方向及び鉛直方向地震力の組合せ
評価項目

北側壁

軸力
＋
曲げモーメント＋
面内せん断力

東側壁

南側壁

西側壁

北側壁
東側壁
軸力
南側壁
西側壁
北側壁
東側壁
面内せん断力
南側壁
西側壁
北側壁
東側壁
面外せん断力南側壁
西側壁

コンクリート（×10-3）
鉄筋（×10-3）
コンクリート（×10-3）
鉄筋（×10-3）
コンクリート（×10-3）
鉄筋（×10-3）
コンクリート（×10-3）
鉄筋（×10-3）
圧縮応力度（N/mm2）
圧縮応力度（N/mm2）
圧縮応力度（N/mm2）
圧縮応力度（N/mm2）
面内せん断応力度（N/mm2）
面内せん断応力度（N/mm2）
面内せん断応力度（N/mm2）
面内せん断応力度（N/mm2）
面外せん断応力度（N/mm2）
面外せん断応力度（N/mm2）
面外せん断応力度（N/mm2）
面外せん断応力度（N/mm2）

要素
位置

組合せ
ケース

解析
結果

許容値

備考

2219

3‐16

0.142

3.00

圧縮側

2272

3‐5

1.77

5.00

引張側

1535

3‐5

0.135

3.00

圧縮側

1590

3‐7

1.78

5.00

引張側

3055

3‐15

0.393

3.00

圧縮側

3037

3‐5

1.46

5.00

引張側

1035

3‐6

0.145

3.00

圧縮側

1046

3‐8

1.58

5.00

引張側

2272

3‐2

0.701

14.7

1581

3‐8

1.36

14.7

3055

3‐15

3.15

14.7

1090

3‐8

1.54

14.7

2268

3‐13

0.648

1.97

1590

3‐7

1.06

1.50

3037

3‐5

2.08

3.93

1087

3‐7

1.10

1.90

2228

3‐16

0.666

1.28

1546

3‐13

0.424

1.27

7803

3‐15

0.895

1.60

1033

3‐6

0.457

1.32

69

3.1.8.8 原子炉建屋における改造工事に伴う重量増加を反映した検討
3.1.8.7 項の評価結果に対して，設備の補強や追加等の改造工事に伴い重量が増加することの影響についての検討を行う。
(1) 検討方針「3.1.8.2 検討方針」に示す検討方針と同様である。ただし，設備の補強や追加等の改造工事に伴う重量増加を考慮した割増係数を 3.1.8.7 項の評価結果に乗じて構造健全性の検討を行う。
(2) 検討結果
使用済燃料プールは，主たる水平地震時荷重として，せん断力分配解析による内部
ボックス壁（I／W）の EL.46.5 m〜EL.34.7 m 位置（要素番号（3），（4））でのせん断力を考慮し，鉛直震度として EL.46.5 m〜EL.34.7 m 位置（質点番号 3，4，5）の鉛直
方向最大応答加速度より算出した値を考慮することから，NS 方向及び EW 方向は要素番号（3），（4）の最大応答せん断力の応答比率の最大値を，UD 方向は質点番号 3，4，5 の最大応答加速度の応答比率の最大値を応答比率とし，各方向の応答比率の最大値を割増係数として設定し，応力評価結果の発生値に乗じて各許容値を超えないことを確認する。
要素番号（3），（4）の最大応答せん断力の応答比率及び質点番号 3，4，5 の最大応答加速度の応答比率，並びに割増係数をを表 3.1.8-5 に示す。
表 3.1.8-6 に評価結果を示す。重量増加を考慮した割増係数を乗じた結果においても，各許容値を超えないことを確認した。

70

表 3.1.8-6 重量増加を考慮した評価結果（Ｓｓ地震時）（a）水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せ
評価項目

北側壁

軸力
＋
曲げモーメント＋
面内せん断力※

東側壁

南側壁

西側壁

北側壁
東側壁
軸力
南側壁
西側壁
北側壁
東側壁
面内せん断力
南側壁
西側壁
北側壁
東側壁
面外せん断力南側壁
西側壁

コンクリート（×10-3）
鉄筋（×10-3）
コンクリート（×10-3）
鉄筋（×10-3）
コンクリート（×10-3）
鉄筋（×10-3）
コンクリート（×10-3）
鉄筋（×10-3）
圧縮応力度（N/mm2）
圧縮応力度（N/mm2）
圧縮応力度（N/mm2）
圧縮応力度（N/mm2）
面内せん断応力度（N/mm2）
面内せん断応力度（N/mm2）
面内せん断応力度（N/mm2）
面内せん断応力度（N/mm2）
面外せん断応力度（N/mm2）
面外せん断応力度（N/mm2）
面外せん断応力度（N/mm2）
面外せん断応力度（N/mm2）

要素
位置

解析
結果
①

割増
係数
②

①×②

許容値

2219

0.135

1.04

0.141

3.00

2272

1.78

1.04

1.86

5.00

1590

0.148

1.04

0.154

3.00

1590

1.93

1.04

2.01

5.00

3055

0.337

1.04

0.351

3.00

3037

1.60

1.04

1.67

5.00

1090

0.159

1.04

0.166

3.00

1046

1.69

1.04

1.76

5.00

2272

0.716

1.04

0.745

14.7

1581

1.36

1.04

1.42

14.7

3043

3.22

1.04

3.35

14.7

1090

1.55

1.04

1.61

14.7

2209

0.483

1.04

0.502

1.61

1590

1.15

1.04

1.20

1.47

3037

2.11

1.04

2.20

3.81

1087

1.13

1.04

1.18

1.86

2228

0.621

1.04

0.646

1.31

1536

0.439

1.04

0.457

1.37

7801

1.11

1.04

1.16

2.05

1033

0.470

1.04

0.489

1.32

72

3.1.8.9 検討のまとめ
使用済燃料プールの壁は，面内方向の荷重を負担しつつ，面外方向の水圧等の荷重が作用する部位であるため，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対して，3 次
元ＦＥＭモデルを用いた弾性応力解析を実施した。
検討の結果，水平 1 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対する評価結果と水平 2 方
向及び鉛直方向地震力の組合せに対する評価結果を比較すると，水平 2 方向及び鉛直
方向地震力の組合せにより，許容値に対する解析結果の割合は，水平 2 方向の地震力の影響により割合が最大となる要素位置が変わり，解析結果の値は増加傾向であるものの，Ｓｓ地震時における水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対して，軸力，曲げモーメント及び面外せん断力に対する鉄筋及びコンクリートのひずみ，軸力による圧縮応力度，面内せん断力並びに面外せん断力が，各許容値を超えないことを確認した。
また，原子炉建屋における改造工事に伴う重量増加を反映した地震応答解析に基づ
き影響について検討を行い，重量増加を考慮した場合においても安全上問題とならないことを確認した。
以上のことから，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対し，使用済燃料プールの壁が有する耐震性への影響はないことを確認した。

73

3.2

機器 ・配管系

3.2.1

水平方向 及 び鉛直方向地震力の 組合せによる従来設計の考え方
機器・配 管 系における従来の水 平方向及び鉛直方向の組合せによる設計手法では， 建 物・ 構 築物 の 振 動特性 を考慮し，変 形するモードが支配的 となり応 答が大きくなる 方 向（ 応 答軸 方向）に基準地震 動Ｓ ｓ を入力して得られる各 方向の地 震力（床応答 ） を用いて い る。
応答軸（ 強 軸・弱軸）が明確と なっている設備の耐震評価においては，水平各方向 の 地震 力 を包 絡 し ，変形 モードが支配 的となる応答軸方向に 入力する など，
従来評価 に おいて保 守 的な取り扱いを基本 としている。
一方，応 答 軸が明確となってい ない設備で３次元的な広がりを持つ設備の耐震評価 に おい て は， 基 本 的に３ 次元のモデル 化を行っており，建物 ・構築物 の応答
軸方 向 の地 震 力を そ れ ぞれ入 力し，この入 力により算定される荷 重や応力 のうち大き い 方を 用 いて 評 価 を実施 している。設 備配置及び応答軸の概 念図を図 3-2-1に示す。
さらに， 応 答軸以外の振動モー ドが生じ難い構造の採用，応答軸以外の振動モード が 生じ 難 いサ ポ ー ト設計 の採用といっ た構造上の配慮など， 水平方向 の入力に対して 配 慮した設 計 としている。

74

図 3-2-1

設備配置 及び応答軸の概念図

75

3.2.2水平方向 及 び鉛直方向地震力の 組合せの評価方針
機器・配 管 系において，水平 2 方向及び鉛直方向地震力を考慮した場合に影響を受ける可 能 性があ る 設備（部位）の評価 を行う。
評価対象 は ，耐震重要施設，常 設耐震重要重大事故防止設備又は常設重大事故
緩和 設備 が設 置さ れる 重大事故対処施設の機器・ 配管 系，並びにこれらの施 設への波及的影 響 防止の た めに耐震評価を実施 する設備とする。
対象とす る 設備を機種ごとに分 類し，それぞれの構造上の特徴により荷重の伝
達方向，そ の 荷重を 受 ける構造部材の配置 及び構成等により水平 2 方向の地 震力
による影響 を 受ける 可 能性のある設備（部 位）を抽出する。
構造上の 特 徴により影響を受け る可能性がある設備（部位）は，水平 2 方 向及び鉛 直方 向地 震力 によ る影響の検討を実施する。 水平 各方向の地震力が１： １で入力された 場 合の発 生 値を，従来の評価結 果の荷重又は算出応力等を水平 2 方向
及び 鉛直 方向 に整 理し て組み合わせる，又は新た な解 析等により高度化した 手法を用いる等 に より， 水 平 2 方向の地震力による設備（部位）に発生する荷重 や応力を算出す る 。
これらの 検 討により，水平 2 方向及び鉛直方向地震力を組み合せた荷重や応力の結 果が ，従 来の 発生 値と同等である場合は影響 があ る設備として抽出せず ，従来の 発生 値を 超え て耐 震性への影響が懸念される 場合 は，設備が有する耐震 性への影響を確 認 する。
設備が有 す る耐震性への影響が 確認された場合は，詳細な 手法を用いた検討等 ，新たに設計 上 の対応 策 を講じる。
水平 2 方向 及び鉛直方 向地震力による影響評価は，基準 地震動Ｓ ｓ を対象 とするが，複 数 の基準地 震 動Ｓ ｓ におけ る地震動 の特性及び 包絡関係，地震力の包 絡関係を確認し ，代 表可 能 である場合は代表の基準地震動Ｓ ｓ にて評価 する。また ，水平各 方向 の地 震動 は， それぞれの位相を変えた地 震動 を用いることを基本と するが，保守的 な 手法を 用 いる場合もある。

3.2.3

水平 2 方 向 及び鉛直方向地震力 の組合せの影響評価方法
機器・配 管 系において，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響を受ける可能性があり，水平 1 方向 及 び鉛直方向の従来評価に加え，更なる設計上の配慮が 必要
な設 備に つい て， 構造 及び発生値の増分の観点か ら抽 出し，影響を評価する 。影
響評 価は 従来 設計 で用 いている質点系モデルによ る評 価結果を用いて行うこ とを基本とする 。 影響評 価 のフローを図 3-2-2 に示す。
なお，水 平 2 方向及び鉛直方向 地震力の組合せの影響を検討する際は，地震時に水平 2 方向及び鉛 直 方向それぞれの最大応答が同時に発生する可能性は極 めて低いとした 考 え方で あ る Square-Root-of-the-Sum-of-the-Squares 法（以 下「 最76

大応答の非 同 時性を 考 慮した SRSS 法」という。）又は組合せ係数法（1.0：0.4：
0.4）を適用 する 。こ の 組合せ方法について は，現状の耐震評価は基本的にお おむ
ね弾 性範 囲で とど まる 体系であることに加え，国 内と 海外の機器の耐震解析 は，
基本的に線 形 モデル に て実施している等類 似であり，水平 2 方向及び鉛直方 向の
位相 差 は機 器 の応 答 に も現れ ることから， 米国 Regulatory Guide 1.92 の 「2.
Combining Effects Caused by Three Spatial Components of an Earthquake」を参考として い るもの で ある。

①

評価対象 と なる設備の整理
耐 震重要 施 設，常 設 耐震重要重大 事故防止設備又は常設 重大事故緩 和設備 が設置される重 大 事故等 対 処施設の機器・配管系 並びにこれらの施設へ の波及的影響防止のため に 耐震評 価 を実施する設備を評 価対象とし，代表的 な機 種ごとに分類し整理する （ 図 3-2-2 ①）。

②構造上の 特 徴による抽出
機種ごと に 構造上の特徴から水 平 2 方向の地震力が重畳する観点，もしくは応答軸方向以 外の振動 モ ード（ねじれ振動等 ）が生じる観点にて検討を行い， 水平
2 方向の地 震力によ る 影響の可能性がある設備を抽出する（図 3-2-2 ②）。

③

発生値の 増 分による抽出
水平 2 方 向 の地震力による影響 の可能性がある設備に対して，水平 2 方向の地

震力が各方 向 1：1 で入 力された場合に各部にかかる荷重や応力を求め，従来 の水
平 1 方向及び鉛 直 方向 地震力の組合せによる 設計に対して，水平 2 方向及び 鉛直
方向 地震 力を 考 慮し た 発生値の増分を用いて 影響を検討し ，耐震性への 影響 が懸念される設 備 を抽出 す る。
また，建 物 ・構築物及び屋外重 要土木構築物の検討により，機器・配管系への影響 の可 能性 があ る部 位が抽出された場合は，機 器・ 配管系への影響を評価 し，耐震 性へ の影 響が 懸念 される設備を抽出する。こ の際 ，従来評価で用いてい る質
点系モデルと 3 次元 Ｆ ＥＭモデルによる応答解析結果の比較により，機器・ 配管
系の耐震評 価 に用い る 応答が増幅する部位 が抽出された場合には，図 3-2-3 に示す建 屋応 答の 増幅 を考 慮した影響評価フローに基 づき ，設備の耐震性への影 響を確認する。
影響の検 討 は，機種ごとの分類 に対して地震力の寄与度に配慮し耐震裕度が小さい設備（ 部 位）を 対 象とする（図 3-2-2 ③）。

④

水平 2 方 向 及び鉛直方向地震力 の影響評価
77

③の検討 に おいて算出された荷 重や応力を用いて，設備の耐震性への影響を確認する（図 3-2-2 ④ ） 。

78

3.2.4

水平 2 方 向 及び鉛直方向地震力 の組合せの評価設備（部位）の抽出
評価対象 設 備を機種ごとに分類 した結果を，表 3-2-1 に示す。機種ごとに分類した設備の 各評価部 位 ，応力分類に対し構 造上の特徴から水平 2 方向の地震 力による影響を 水平 2 方向 の地震力が重畳する 観点より検討し，影響の可能性が ある設備を抽出 した。

(1)

水平 2 方 向の地震力が重畳す る観点
水平 1 方 向の地震力に加えて ，さらに水平直交方向に地 震力が重畳した場合 ，水平 2 方 向の地震 力による影響を 検討し，影響が軽微な設備以外の影響検討が必要となる 可能性 が あるものを抽 出する。以下の場合は，水平 2 方向の地震力により影響 が軽微 な 設備であると 整理した（別紙 4.1 参照）。なお，ここでの影響が軽微 な設備 と は，構造上の 観点から発生応力への影響に着目し，その増分が１割程 度以下 と なる機器を分 類しているが，水平 1 方向地震力による裕度（許容応力 ／発生 応 力）が 1.1 未満の機器については個別に検討を行うこととする。

ａ． 水平 2 方 向 の地震力を受けた場 合でも，その構造により水平 1 方向の地震力しか負担しな いもの
横置き の 容器等は，水平 2 方 向の地震力を想定した場合，水平 1 方向を拘束する構造で あるこ と や水平各方向 で振動特性及び荷重の負担断面が異なる構造であること により ， 特定の方向の 地震力の影響を受ける部位であるため，水平1 方向の地 震力 しか 負担しないものとして分類した

ｂ． 水平 2 方向 の地震力を受けた場 合，その構造により最大応力の発生箇所が異なるもの
一様断 面 を有する容器類の胴 板等は，水平 2 方向の地震力を想定した場合，それぞれの 水平方 向 地震力に応じ て応力が最大となる箇所があることから，最大応力の発 生箇所 が 異なり，水平 2 方向の地震力を組み合わせても影響が軽微であるもの として 分 類した。その 他の設備についても同様の理由から最大応力の発生箇所 が異な り ，水平 2 方 向の地震力を組み合わせても影響が軽微である
ものとして 分類し た 。

ｃ． 水平 2 方 向 の地震力を組み合わ せても水平 1 方向の地震による応力と同等と言えるもの
原子炉 圧 力容器スタビライザ 及び格納容器スタビライザは，周方向 8 箇 所を支持する構 造で配 置 されており， 水平 1 方向の地震力を 6 体で支持する設計と81しており，水平 2 方 向の 地震力を想定した場合，地震力を負担する部 位が増え，また，最大 反力を 受 けもつ部位が 異なることで，水平 1 方向の地震力による荷重と水平 2 方向の 地震力を想定し た場合における荷重が同等になるものであり，
水平 2 方向 の地震 を 組み合わせて も 1 方向の地震による応力と同等のものと分類した。
スタビ ラ イザと同様の支持方 式を有するその他の設備についても，同様の理由から水平 2 方向 の 地震を組み合 わせても 1 方向の地震による応力と同様のものと分類し た。

ｄ． 従来評価 に おいて，水平 2 方向 の考慮をした評価を行っているもの
蒸気乾 燥 器支持ブラケット等 は，従来評価において，水平 2 方向地震を 考慮した評価を 行って い るため，水平 2 方向の影響を考慮しても影響がないものとして分類し た。

(2)

水平 方向 とその直交方向が相 関する振動モード（ねじれ振動等）が生じる観点
水平方 向 とその直交方向が相 関する振動モードが生じることで優位な影響が生じる可能 性のあ る 設備を抽出す る。
機器・ 配 管系設備のうち，水 平方向の各軸方向に対して均等な構造となっている機器は ，評価 上 有意なねじれ 振動は生じない。
一方， ３ 次元的な広がりを持 つ配管系等は，系全体として考えた場合，有意なねじれ振 動が発 生 する可能性が ある。しかし，水平方向とその直交方向が相関する振動 が想定 さ れる設備は，従来設計 より３次元のモデル化を行 っており ，
その振動モ ードは 適 切に考慮した 評価としているため，この観点から抽出される機器は無 かった 。

(3)

水平 1 方 向及び鉛直方向地震 力に対する水平 2 方向及び鉛直方向地震力の増分の観点(1)及 び(2)にて影響の可能性 がある設備につ いて，水平 2 方向の地震力が各方向 1：1 で 入力さ れた場合に各部にかかる荷 重や応力を 求め，従来の水平 1 方
向及び鉛直 方向地 震 力の設計手法 による発生値と比較し，その増分により影響の程度を確 認し， 耐 震性への影響 が懸念される設備を抽出した。
水平 1 方 向に対する水平 2 方 向の地震力による発生値の増分の検討は，機種毎の分類に 対して 地 震力の寄与度 に配慮し耐震裕度が小さい設備（部位）を対象とする。 別紙 4.5 に対象の考え 方を示し，別紙 4.2 表 1 に(1)及び (2)において抽出され た設備 の うち対象とし た部位や応力分類の詳細を示す。水平 2 方向
82

の 地 震 力 の 組 合 せ は 米 国 Regulatory Guide1.92 の 「 2. Combining Effects
Caused by Three Spatial Components of an Earthquake」を参考と して非同時性を考慮 した SRSS 法により組 合せ，発生値の増分を算出する。増分の算出
は，従来の 評価で 考 慮している保 守性により増分が低減又は包絡されることも考慮する。 算出の 方 法を以下に示 す。
・従来 の 評価データを用いた 簡易的な算出では，地震・地震以外の応力に分離可能なも の は地震による発生値のみを組 み合わせた後，地震以外 による応力と組み 合 わせて算出する。
・設備 （ 部位）によっては解 析等で求められる発生荷重より大きな設計荷重を用いてい る ものもあるため，設計荷重が 上記組合せによる発生値 を上回ることを確 認 したものは，水平 2 方向の地震力による発生値の増分 はない
ものとして 扱 う。
・応答 軸 が明確な設備で，設 備の応答軸の方向あるいは厳しい応力が発生する向きへ地 震 力を入力している場合は，耐 震性への影響が懸念され ないものとして扱 う 。

今回工 認 の耐震計算では，一部設備については，設計上の配慮として ，建 物・構築物，土 木構造 物 及び建屋−機 器連成解析モデルにおける地震応答解析から得られる最 大応答 加 速度（ZPA），設計用床応答曲線 ＊ に 1.5 倍した 耐震評価条
件（以下， 本資料 で は「設計用地 震力」という。）を用いている。水平 2 方向の地震力は ，水平 方 向の地震力に 対する方向性を踏まえれば，水平 1 方向の地
震力を√2 倍 以上し た地震力を耐震評価条件とすれば、水平 2 方向の地震力による増分を 考慮し た といえる。こ れより，1.5 倍した設計用地震力を適用した設備につい ては， 水 平 2 方向及び 鉛直方向による地震力に対する影響の懸念はないと整理 する。
一方， 建 屋−機器連成解析か ら算出する荷重（せん断力，モーメント，軸力等）を用い て評価 を 行う設備も 1.5 倍の地震力を耐震条件としているが，これは時刻歴応 答解析 を 適用すること による配慮（材料物性のばらつきの考慮）として 1.5 倍 してい る ため，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響の可能性があるとして検 討を行 う 。
対応方 針 を図 3-2-4 に示す。

注記＊：添 付書類「 Ⅴ-2-2-1

原子炉建屋の地震応答計算書」における「3.1

地震応

答解析 モデ ル」 に示 す物性値及び 定数を用いた地震応答解析 ケース（基本 ケース） であ り， 材料 物性のばらつ き等の考慮として床応答曲 線を周期軸方 向に±10％拡幅し ている。
83

構造上，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響の可能性がある設備

建屋機器連成解析から算出する荷重＊１(せん断力，モーメント，軸床応答スペクトル，最大応答加速度を用いて評価力等)を用いて評価を行う設備

を行う設備

設計用床応答曲線

YESに対して√2 倍以上の設計用地震力を考慮NO

水平 2 方向に対する耐震性への影

水平 2 方向及び鉛直方向地震力の響がない（水平 2 方向の増分を考影響の可能性があるとして検討

注記慮していると判断）＊1：時刻歴応答解析を適用することによる配慮として 1.5 倍している。

図 3-2-4

設計用地震力の水平 2 方向に対する耐震性への影響判断フロー84

3.2.5

建物・ 構築 物及び屋外重要土木 構造物の検討結果を踏まえた機器・配管系の設備の抽出
3.1 項に お ける 建物・構築物の影 響評価において，原子炉建屋の 3 次元Ｆ ＥＭ
モデルによ る解析結 果 を基に機器・配管系 への影響を検討した結果，耐震性 への影響が懸念 される部 位 として，原子炉建 屋 6 階の壁及び床の応答が大きくな る傾向が確認さ れた。こ の ため，図 3-2-3 に 示すフローに基づき機器・配管系へ の影
響を検討し ，影響の 可 能性がある設備を抽 出した。
3.3 項に お ける屋外重要土木構 造物の影響評価において，機器・配管系への影響を検討し た結果， 耐 震性への影響が懸念 される部位は抽出されなかった。

(1)

評価対 象 設備抽出の考え方
影響評 価 においては，応答増幅の影響が小さい位置に設 置されている設備や ，耐震裕度が 大きい 設 備も含まれて いることから，3 次元ＦＥＭモデルによる影響評価とし て詳細 検 討（加速度比 率と耐震裕度の比較等）を行う対象設備を，
図 3-2-3 に 示すフ ロ ーに基づき抽 出する。フローの考え方を以下に示す。
ａ.

応 答 増幅の有無
応 答 の増幅が顕著に見ら れるのは，壁及び床の中央付近であり，壁の端部や床の端 部 ，耐震壁直上の床については 応答増幅が小さい。この ため，応答増幅が 小 さい場所に設置される設備に ついては，3 次元ＦＥＭ モデル
による応答 増 幅の影響が小さいものとして 影響評価の対象から除外 する。

ｂ.

耐 震 裕度の大小関係

(a)

柔 な設備
質 点系モデルと 3 次 元ＦＥＭモデルの床応答スペクトル（以下「ＦＲＳ」という 。）を比較すると，3 次元ＦＥＭ モデルの応答の増幅が 大 きく
なる周期帯 は，概ね 0.1〜0.2 秒の領域にあることから，この領域 に 固有周期を有す る設備につ いては，全て詳細検 討の対象とする。
Ｆ ＲＳの周期が 0.1 秒 以下の領域では，質点系モデルに対する 3 次元
ＦＥＭモデ ルの応答比 率が概ね 2 倍を下 回り，応答増幅の影響が 比 較的
小さいこと から，この 領域に固有周期を有 する設備について，耐 震 裕度が大きい（ 2 倍以上） 設備は詳細検討の対 象から除外し，耐震裕 度 が小さい（2 倍 を下回る）設備は詳細検討の対象とする。

(b)

剛 な 設備剛 な 設備については，質 点系モデルに対する 3 次元ＦＥＭモデルの応答比率が概ね 2 倍を下回り，応答増幅の影響 が比較的小さいことから ，上述の 0.1 秒 以 下に固有周 期を有する設備と同様 に，耐震裕 度が大きい （2 倍以上）設備 は 詳細検討の対象から除外し， 耐震裕度が小さい（2 倍 を下回85る）設備は 詳 細検討の対象とする。

3.2.6

水平 2 方 向 及び鉛直方向地震力 の評価部位の抽出結果
3.2.4(1)及 び(2)による 影響を整理した結果を別紙 4.2 に ，3.2.4(3) による影響を整理し た結果を 別 紙 4.3 に示す。なお ，別紙 4.3 では，別紙 4.2 にて影 響ありとされた 設備，又 は 裕度が 1.1 未満の 設備を抽出して記載しているが，応 答軸が明確な設 備，設計 上 の配慮として√2 倍 以上の設計用地震力を適用してい る設
備について は耐震性 へ の影響が懸念されな いものとして整理している。また ，水平 2 方向 の地震力 を組 み合わせる場合，発 生応力は最大応答の非同時性を考 慮した SRSS 法で は最 大 √2 倍，組合せ係数法で 最大 1.4 倍と なるため，裕度（＝ 許容値／発生値 ）が√2 以 上ある設備については ，水平 2 方向の地震力による影 響の評価は不要 とし，別 紙 4.3 には記載してい ない。
また，3.2.5 項において整理し た，建物・構築物の検討結果を踏まえた機器・配管系の設 備の抽出 結 果を表 3-2-2 に示す 。ここでは，原子炉建屋 6 階の壁 及び床の応答が 大きくな る 影響を踏まえ，詳細 検討を実施する評価対象設備を抽 出した結果を整 理してい る 。

3.2.7

水平 2 方 向 及び鉛直方向地震力 の組合せの影響評価
別紙 4.2 に おいて抽出された設 備について，水平 2 方向及び鉛直方向地震力を想定した発 生値（発 生 荷重，発生応力，応 答加速度）を以下の方法により算 出す
る。発生値の算出における水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せは，米国
Regulatory Guide 1.92 の「2. Combining Effects Caused by Three Spatial
Components of an Earthquake」を 参考として非同時性を考慮した SRSS 法を 適用
する。

(1)

従来評 価 データを用いた算出
従来の 水 平 1 方向及び鉛直 方向地震力を組み合わせた評価結果を用いて，以下の条件に より水 平 2 方向及び鉛 直方向の地震力に対する発生値を算出することを基本と する。
・水平 各 方向及び鉛直方向地 震力をそれぞれ個別に用いて従来の発生値を算出している 設 備は，水平 2 方向及び鉛直 方向 地震力を組 み合わせて 水平 2方向を考慮 し た発生値の算出を行う。

水平 2 方向発生 値

NS 方向発生値

EW 方向発生値

UD 方向発生値

・水 平 1 方向と鉛直方向の地 震力を組合せた上で従来の発生値を各方向で算86

出している 設 備は，鉛直方向を含んだ水平 各方向別の発生値を組み 合わせて水平 2 方 向 を考慮した発生値の算出を行 う。
水平 2 方向発生 値
NS

UD 方向地震力による発生値

EW

UD 方向地震力による発生値

・水平 各 方向を包絡した床応 答曲線による地震力と鉛直方向の地震力を組み合わせた上 で 従来の発生値を算出している 設備は，鉛直方向を含ん だ水平
各方向同一 の 発生値を組み合わせて水平 2 方向を考慮した発生値の 算出を行う。
水平 2 方向発生 値
NS

UD 方向地震力による発生値

NS

UD 方向地震力によ る発生値

UD 方向地震力による発生値

EW

UD 方向地震力による発生値

または ，
EW

また， 算 出にあたっては必要 に応じて以下も考慮する。
・発生 値 が地震以外の応力成 分を含む場合，地震による応力成分と地震以外の応力成分 を 分けて算出する。
・建屋 − 機器連成解析におい て，1.5 倍の地震力を用いて発生値を算出しており，水平 2 方向及び鉛直方向地震力を想 定した際に発生値が増加 する場
合は，材料 物 性のばらつきを考慮した地震 応答解析ケースにて建屋 −機器
連成解析を 行 った結果を適用して発生値を 算出する。

3.2.5 項 の 観点 から 3.2.6 項 で抽出した設備の影響評価では，以下のいずれかの方法を用 いて評価 を 行う。評価の詳細に ついては，別紙 4.6 に示す。
①

3 次元 Ｆ ＥＭモデルにより 得られたＳ ｄ −Ｄ1 の震度に係数を掛 け，「基 準地震動Ｓ ｓ 8 波による応答」及び「地盤物 性等のばらつき」を考慮 した震度を推定し ， 質点系モデルの震度に包絡さ れること若しくは耐震裕 度に包絡されるこ と を確認する。

②

Ｓ ｄ − Ｄ1 を入力とした質 点系モデルに対する 3 次元ＦＥＭモデルの震 度比率を求め ， 設備の耐震裕度（地盤物性等 のばらつきを考慮した裕 度）に包絡される こ と若しくは許容値内に収まる ことを確認する。

87

3.2.8水平 2 方 向 及び鉛直方向地震力 の影響評価結果
別紙 4.3 に おいて，水平 2 方向 での発生値の増分の影響が無視できないと整理した設備に ついて， 3.2.7 項の影響評価条 件において算出 した発生値に対し て設
備の耐震性 への影響 を 確認する。評価した 内容を設備（部位）毎に示し，そ の影
響評価結果 について は 重大事故等の状態も 考慮した結果について別紙 4.4 に 示す。
3.2.5 項の 観点から 3.2.6 項で抽出した設備について， 原子炉建屋 6 階の壁及び床の応答 が大きく な る影響を考慮した場 合の設備の耐震性への影響を評価 し，設備の健全 性が確保 で きることを確認した 。評価結果については，別紙 4.6 に示す。なお，別紙 4.6 で詳細評価を行 った設備について，図 3-2-2 に示すフロー（機器・配管系 の構造及 び 発生値の増分の観点 から水平 2 方向及び鉛直方向地震 力の組合せの影 響を評価 す るフロー）に従い影 響評価を実施した結果，応力評価 が必
要な設備と して抽出 さ れなかったことから ，この観点での影響はなく，設備 の健
全性を確保 できるこ と を確認した。

3.2.9

まとめ
機器・配 管 系において，水平 2 方向の地震力の影響を受ける可能性がある設備（部位）に ついて， 従 来設計手法における 保守性も考慮した上で抽出し，従 来の
水平 1 方 向及び鉛 直方 向地震力の組合せに よる設計に対して影響を評価した 。その結果，従 来設計 の 発生値を超えて 耐震性への影響が懸念される設備 については，
水平 2 方 向及び鉛 直方 向地震力を想定した 発生値が許容値を満足し，設備が 有す
る耐震性に 影響のな い ことを確認した。
本影響評 価 は，水平 2 方向及 び鉛直方向地震力により設備が有する耐震性への影響を確認 すること を 目的としている。そ のため，従来設計の発生値をその まま用いて水平 2 方向 及び 鉛直方向地震力の組 合せを評価しており，以下に示す 保守側となる要 因を含ん で いる。
・従来設 計 の発生値（水平 1 方向及び鉛直方向地震力による応力成分と圧力等の地震以外 の応 力成分の組合せ） に対して， 係数を乗じて水平 2 方向及び鉛
直方向地震 力を 想定した発生値と して算出し ているため，係数倍不要な鉛直方向地震力 によ る応力成分と圧力 等の地震以 外の応力成分についても係数倍されている 。
・従来設 計 において水平各方向 を包絡した床応答曲線を各方向に入力している
設備は各方 向の 大きい方の地震力 が水平 2 方 向に働くことを想定した発生値として算出 して いる。
また，建 物 ・構築物の影響評価 において，原子炉建屋 3 次元ＦＥＭモデルによる解析結果 を基に機 器 ・配管系への影響を 検討した結果，耐震性への影響が 懸念
される部位 として， 原 子炉建屋 6 階の壁 及び床の応答が大きくなる傾向が確 認さ88れたが，当 該応答の 増 幅を考慮しても，設 備の健全性が確保できることを確 認した。
以上のこ と から，水平 2 方向 及び鉛直方向地震力については，機器・配管系が有する耐震 性に影響 が ないことを確認した 。

89

表 3-2-1
設①水平 2 方向入力の影響検討対象設備

備

部

位

上部胴
炉心シュラ ウド

中間胴
下部胴
レグ

シュラウド サポート
炉心支持構 造 物

シリンダ
プレート
下部胴

上部格子板
炉心支持板
燃料支持金 具
制御棒案内 管グリッドプレート
補強ビーム
支持板
中央燃料支持金具
周辺燃料支持金具
長手中央部
下部溶接部
胴板

胴板

下部鏡板

下部鏡板

下部鏡板と胴板の結合 部
下部鏡板とスカートの 結合部

原子炉圧力 容 器

制御棒駆動機構ハウジ

スタブチューブ

ング貫通部

ハウジング

ノズル

各部位
スタビライザブラケッ ト

ブラケット 類スチームドライヤサポ ートブラケット
炉心スプレイブラケッ ト
給水スパージャブラケ ット

原子炉圧力容器スカー
原子炉圧力 容 器
支持構造物

ト
原子炉圧力容器基礎ボ
ルト

スカート
基礎ボルト

90

設

備

部

位

原子炉圧力容器スタビ
ライザ
原子炉圧力 容 器
付属構造物

原子炉格納容器スタビ

各部位

ライザ
制御棒駆動機構ハウジ

レストレイントビーム

ング支持金 具ボルト
ユニットサポート

蒸気乾燥器
気水分離器及びスタン
ドパイプ
原子炉圧力 容 器

シュラウド ヘッド

内部構造物

中性子計測 案内管
スパージャ
炉内配管

耐震サポート
各部位
各部位
各部位
ライザ

ジェットポ ンプ

ディフューザライザブレース
ラック部材

使用済燃 料 貯蔵ラッ ク(共通ベース 含 む)

基礎ボルト
ラック取付ボルト

使用済燃 料 乾式貯蔵 容 器
四脚たて 置 円筒形容 器

各部位
胴板
脚
胴板

横置円筒 形 容器

脚
基礎ボルト
コラムパイプ

たて軸ポ ン プ

バレルケーシング
基礎ボルト
取付ボルト

ECCS ストレ ーナ

各部位

91

設

備

部

監視カメ ラ

基礎ボルト

防潮扉

各部位

放水路ゲ ー ト

各部位

貫通部止 水 処置

モルタル

浸水防止 蓋
逆流防止 逆 止弁
原子炉ウ ェ ル遮蔽ブ ロ ック

原子炉本 体 の基礎

位

蓋
固定ボルト
各部位
本体
支持部
円筒部
脚部アンカー部
燃料取替機構造物フレ ーム
ブリッジ脱線防止ラグ(本体)
トロリ脱線防止ラグ(本体)

燃料取替 機走行レール
横行レール
ブリッジ脱線防止ラグ(取付ボルト)
トロリ脱線防止ラグ(取付ボルト)
吊具
クレーン本体ガーダ
落下防止金具原子炉建 屋 クレーン

トロリストッパ
トロリ
吊具
ガーダ
浮上防止装置（つめ）使用済燃 料 乾式貯蔵 建 屋天井クレーン

浮上防止装置（取付ボ ルト）
走行レール（取付ボル ト）
横行レール（溶接部）
横行レール（取付ボル ト）
一般胴部

原子炉遮 蔽

開口集中部
アンカーボルト
シアプレート94

表 3-2-2

建物・構 築 物の検討結果を踏まえた機器・配管系の設備の抽出結果
設

備部
ガイドレールブローアウ ト パネル 閉 止装置

動的機能維持原子炉建屋外側ブローアウトパネル竜巻防
護対策施設

構造部材
落下防止金具

原子炉建屋 ク レーン

ワイヤロープ

使用済燃料プールエリア放射線モニタ（低レンジ・高 レ ンジ）

電気的機能維持

原子炉建屋 換 気系（ ダ クト）放射線モニタ

電気的機能維持

燃料取替機

横行レール

使用済燃料 貯 蔵ラッ ク

70 体ラック

ラック取付ボルト110 体ラック

ラック取付ボルト

共通ベース

基礎ボルト

95

位

3.3 屋外重要土木構造物
3.3.1 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価対象構造物の抽出(1) 構造形式の分類
図 3-3-1 に屋外重要土木構造物の配置図を示す。
屋外重要土木構造物は，その構造形式より 1) 取水構造物，常設代替高圧電源装置置場，
緊急時対策所用発電機燃料油貯蔵タンク基礎，可搬型設備用軽油タンク基礎のような箱型構造物，2) 常設代替高圧電源装置用カルバート（トンネル部），常設代替高圧電源装置
用カルバート（カルバート部），常設低圧代替注水系配管カルバート，格納容器圧力逃がし装置用配管カルバート，土留鋼管矢板のような線状構造物，3) 常設代替高圧電源装置
用カルバート（立坑部），常設低圧代替注水系ポンプ室，緊急用海水ポンプピットのような立坑構造物（矩形），4) 代替淡水貯槽，ＳＡ用海水ピット，ＳＡ用海水ピット取水塔のような立坑構造物（円筒形），5) 取水構造物，屋外二重管（屋外二重管基礎），常設
代替高圧電源装置用カルバート（カルバート部），緊急時対策所用発電機燃料油貯蔵タン
ク基礎，可搬型設備用軽油タンク基礎のような鋼管杭基礎，6) 屋外二重管（屋外二重管本体），緊急用海水取水管，海水引込み管のような管路構造物の６つに大別される。
屋外重要土木構造物の構造形式を表 3-3-1 に示す。

96

表 3-3-1 屋外重要土木構造物の構造形式
構造形式
対象構造物
取水構造物

1) 箱型
構造物

2) 線状
構造物

3) 立坑構造物(矩形)○○

屋外二重管（屋外二重管基礎）○○

常設代替高圧電源装置用カルバート（トンネル部）○

常設代替高圧電源装置用カルバート（立坑部）
屋
外
重
要
土
木
構
造
物

5) 鋼管杭基礎○

屋外二重管（屋外二重管本体）

常設代替高圧電源装置置場

4) 立坑構造物(円筒形)○

常設代替高圧電源装置用カルバート（カルバート部）○

代替淡水貯槽○○

常設低圧代替注水系ポンプ室○

常設低圧代替注水系配管カルバート○

格納容器圧力逃がし装置用配管カルバート○

緊急用海水ポンプピット○

緊急用海水取水管○

ＳＡ用海水ピット○

海水引込み管

○ＳＡ用海水ピット取水塔○

緊急時対策所用発電機燃料油貯蔵タンク基礎○

可搬型設備用軽油タンク基礎○○○* 土留鋼管矢板○* 波及影響防止のために耐震評価する土木構造物

98

6) 管路
構造物

(3) 荷重の組合せによる応答特性が想定される構造形式の抽出
表 3-3-3 に，3.3.1 (1)で整理した構造形式毎に，3.3.1 (2)で整理した荷重作用による影響程度を示す。
評価対象構造物の地震時の挙動は，躯体が主に地中に埋設されることから，周辺地盤の挙動に大きく影響される。3.3.1 (2)で整理した荷重のうち 摩擦力や 慣性力は，動

土圧及び動水圧と比較するとその影響は小さいことから，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響検討の対象とする構造物の抽出では， 動土圧及び動水圧による影響を考慮する。
箱型構造物は，妻壁等を有することから，従来設計手法における評価対象断面に対して直交する 動土圧及び動水圧が作用する。
線状構造物及び管路構造物については，その構造上の特徴として，妻壁（評価対象断面に対して平行に配置される壁部材）等を有さない若しくは妻側（小口）の面積が小さいことから，従来設計手法における評価対象断面に対して直交する 動土圧及び動水圧は作用しない。
立坑構造物(矩形)及び立坑構造物(円筒形)は，その構造形状の特徴として表 3-3-3 に示
すように従来設計手法における評価対象断面に対して直交する 動土圧及び動水圧が作用する。
鋼管杭基礎については，互いに直交する断面に対して 動土圧及び動水圧による荷重が作用し，また，上部工との接合面に上部工から伝わる荷重が作用する。
以上のことから，荷重の組合せによる応答特性が想定される構造形式として，従来評価手法における評価対象断面に対して直交する 動土圧及び動水圧が作用する箱型構造物，立坑構造物(矩形)，立坑構造物(円筒形)及び鋼管杭基礎を抽出する。
ここで，立坑構造物(矩形)，立坑構造物(円筒形)及び管路構造物については，構造上の特徴を踏まえ，構造解析において水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せを考慮した設計を行っていることから，本資料の水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに関する影響評
価においては対象外である。

100

表 3-3-3 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価対象構造物の抽出（1／3）
101

表3 3 3 水

2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価対象構造物の抽出（2／3）
102

表 3-

3）

103

図 3-3-3 常設代替高圧電源装置用カルバート（トンネル部）縦断面図

図 3-3-4 図 常設代替高圧電源装置用カルバート（トンネル部）横断面図

105図 3-3-12 格納容器圧力逃がし装置用配管カルバート
断面図（Ａ−Ａ断面）

図 3-3-13 格納容器圧力逃がし装置用配管カルバート
断面図（Ｄ−Ｄ断面）111線状構造物として分類した常設代替高圧電源装置用カルバート（カルバート部）及び格
納容器圧力逃がし装置用配管カルバートは，構造物の配置上，屈曲部を有する。線状構造
物の屈曲部では，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響として，弱軸断面方向のせん断変形や強軸断面方向の曲げ変形への影響が想定される。
以上のことから，常設代替高圧電源装置用カルバート（カルバート部）及び格納容器圧
力逃がし装置用配管カルバートについて水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響を
検討する。

113

(5) 従来設計手法の妥当性の確認
a.

常設代替高圧電源装置用カルバート（カルバート部）
常設代替高圧電源装置用カルバート（カルバート部）【水電気カルバート】の従来設
計では，表 3-3-4 に示す通り，屈曲部における 3 次元的な拘束効果（評価対象断面のせん断変形を抑制する構造部材及び南方に位置する常設代替高圧電源装置用カルバート（立坑部））を期待せず，保守的に評価対象断面に直交する部材のみで荷重を受け持たせる設計となっている。また，常設代替高圧電源装置用カルバート（カルバート部）は，
杭及び地盤改良体を介して十分な支持性能を有する岩盤に設置されるため，躯体が底面で拘束されていることから，屈曲部における強軸断面方向の曲げの影響もほとんど受けない。
上記の通り，常設代替高圧電源装置用カルバート（カルバート部）の屈曲部の水平 2方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響は小さいと考えられるが，表 3-3-4 に示す通り，
評価対象断面に対して直交する方向に動土圧が作用する妻壁があることから，3.3.2 における影響評価候補施設として選定する。

114

3.3.2 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価対象構造物の抽出結果
3.3.1 の検討を踏まえ，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価を検討
すべき構造物として，構造及び作用荷重の観点から，箱型構造物，線状構造物である常設
代替高圧電源装置用カルバート（カルバート部）及び格納容器圧力逃がし装置用配管カル
バート並びに鋼管杭基礎を抽出した。
また，後述する「3.4津波防護施設，浸水防止設備及び津波監視設備」にて影響評価を検討すべき構造物として抽出された，箱型構造物である構内排水路逆流防止設備 出口
側集水桝（上部工）及び鋼管杭基礎である鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁（下部工），防潮扉２基礎，構内排水路逆流防止設備 出口側集水桝（下部工）についても構造及び作用荷重が同様であることから，本章以降で合わせて評価を行う。
箱型構造物，線状構造物である常設代替高圧電源装置用カルバート（カルバート部）及び格納容器圧力逃がし装置用配管カルバートのうち，主たる荷重を受ける部位である妻壁の面積が最も大きい常設代替高圧電源装置置場を代表構造物として選定し，影響評価を行う。また，既設構造物であることを考慮し，その次に妻壁の面積が大きい取水構造物についても，代表構造物として選定し，影響評価を行う。表 3-3-6(1)に代表構造物の選定結果を示す。
鋼管杭基礎については，鋼管杭の材料，孔径，杭間隔，長さ及び周辺地盤の状況が施設毎に異なり，定性的に代表構造物を選定することが困難であるため，各施設の耐震評価対
象断面における鋼管杭の照査値（水平１方向及び鉛直方向地震力の組合せに基づく耐震評
価結果）に基づき代表構造物を選定し，影響評価を行う。表 3-3-6(2)に鋼管杭基礎の代
表構造物の選定結果を示す。同表より，防潮扉２基礎の鋼管杭の曲げ軸力照査について影響評価を行う。
図 3-3-16 から図 3-3-22 に各構造物の概要図を示す。

117

(2) 常設代替高圧電源装置置場 【箱型構造物の代表】
図 3-3-20 及び図 3-3-21 に常設代替高圧電源装置置場の断面図を示す。

図 3-3-20 常設代替高圧電源装置置場断面図（東西断面）

図 3-3-21 常設代替高圧電源装置置場断面図（南北断面）

120

(3) 防潮扉 2 基礎【鋼管杭基礎の代表】
図 3-3-22 に防潮扉２基礎の断面図を示す。

図 3-3-22 防潮扉 2 基礎断面図

121

3.3.3 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価(1) 評価内容（取水構造物及び常設代替高圧電源装置置場）
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価については，箱型構造物の弱軸断面方向（評価対象断面）と強軸断面方向（評価対象断面に直交する断面）におけるそれぞれの 2 次元の地震応答解析にて，互いに干渉し合う断面力や応力を選定し，弱軸
断面方向加振における部材照査において，強軸断面方向加振の影響を考慮し評価する。
強軸断面方向加振については，箱型構造物の隔壁・側壁が，強軸断面方向加振にて耐震壁としての役割を担うことから，当該構造部材を耐震壁と見なし，「鉄筋コンクリー
ト構造計算基準・同解説−許容応力度設計法−（日本建築学会，1999）」（以下「ＲＣ基準」という。）に準拠し耐震評価を実施する。
ＲＣ基準では，耐震壁に生じるせん断力（面内せん断）に対して，コンクリートのみで負担できるせん断耐力と，鉄筋のみで負担できるせん断耐力のいずれか大きい方を鉄筋コンクリートのせん断耐力として設定する。したがって，壁部材の生じるせん断力がコンクリートのみで負担できるせん断力以下であれば，鉄筋によるせん断負担は無く鉄筋には応力が発生しないものとして取り扱う。
一方，強軸断面方向加振にて生じるせん断力を，箱型構造物の隔壁・側壁のコンクリートのみで負担できず，鉄筋に負担させる場合，図 3-3-23 に示す通り，強軸断面方向加振にて発生する側壁・隔壁の主筋の発生応力が，弱軸断面方向における構造部材の照査に影響を及ぼす可能性がある。
したがって，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価においては，強軸断面方向加振にて発生する応力を，弱軸断面方向における構造部材の照査に付加することで，その影響の有無を検討する。
なお，弱軸断面方向及び強軸断面方向の地震応答解析では，保守的に両方とも基準地
震動Ｓｓを用いる。
図 3-3-24 に水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる評価フローを示す。

122

(2) 評価条件（取水構造物）
a.

強軸断面方向の地震応答解析
取水構造物の地震応答解析は，地盤と構造物の相互作用を考慮できる 2 次元有限要素法を用いて，基準地震動に基づき設定した水平地震動と鉛直地震動の同時加振による逐
次時間積分の時刻歴応答解析にて行う。
地震応答解析においては，地震時の地盤の有効応力の変化に応じた影響を考慮できる
有効応力解析を実施する。有効応力解析に用いる地盤剛性及び液状化強度特性は，敷地の原地盤における代表性及び網羅性を踏まえた上で，ばらつき等を考慮して設定する。
有効応力解析については，解析コード「FLIP Ver. 7.3.0̲2」を使用する。また，強軸断面方向における構造部材（壁部材）については，「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説−許容応力度設計法−（日本建築学会，1999）」を参考に，以下の式で求まる許容せん断力（QA）を許容限界とする。
水平荷重を受ける耐震壁の許容水平せん断力 QA は（１）式による。

イ. 構造部材
構造部材としてのスラブ，底版及び側壁を線形はり要素で，耐震壁の効果を期待
する側壁及び隔壁を平面ひずみ要素でモデル化する。

125

ロ. 地盤地盤剛性のばらつき及び地盤の液状化強度特性のばらつきの影響を考慮するため，表 3-3-8 に示す解析ケース（①〜⑥）のうち，弱軸断面方向の耐震評価において，評価対象構造部材のせん断照査結果が最も厳しくなる解析ケースを選定する。
表 3-3-8 有効応力解析における解析ケース

解析ケース

①
原地盤に基
づく液状化
強度特性を
用いた解析
ケース(基
本ケース)
原地盤のせ
ん断波速度

地盤剛性の設定

液状化強度特性
の設定

原地盤に基
づく液状化
強度特性
(−1σ)

②
地盤物性の
ばらつきを
考慮（＋１
σ）した解
析ケース

③
地盤物性の
ばらつきを
考慮（−１
σ）した解
析ケース

原地盤のせ
ん断波速度
のばらつき
を考慮
(＋1σ)
原地盤に基
づく液状化
強度特性
(−1σ)

原地盤のせ
ん断波速度
のばらつき
を考慮
(−1σ)
原地盤に基
づく液状化
強度特性
(−1σ)

④
地盤を強制
的に液状化
させること
を仮定した
解析ケース

⑤
原地盤において非液状化の条件を仮定した解析ケース⑥
地盤物性のばらつきを考慮
（＋１σ）して非液状化の条件を仮定した解析ケース
敷地に存在 原地盤のせん 原地盤のせん
しない豊浦 断波速度
断波速度のば
標準砂のせらつきを考慮
ん断波速度(＋1σ)
敷地に存在 液状化パラメ 液状化パラメ
しない豊浦 ータを非適用 ータを非適用
標準砂の液
状化強度特
性

その他の地盤条件については，添付書類「Ⅴ-2-2-6 取水構造物の地震応答計算書」に基づく。
ハ. 減衰特性
減衰特性については，添付書類「Ⅴ-2-2-6 取水構造物の地震応答計算書」に基
づく。
b.

解析モデル
取水構造物の強軸断面方向における解析モデルを図 3-3-25 に示す。
イ. 解析領域
地震応答解析モデルは，境界条件の影響が地盤及び構造物の応力状態に影響を及
ぼさないよう，十分広い領域とする。
ロ. 境界条件
地震応答解析時の境界条件については，有限要素解析における半無限地盤を模擬するため，粘性境界を設ける。
ハ. 構造物のモデル化
構造部材のうち鉄筋コンクリート部材は線形はり要素として，鋼管杭は非線形はり要素としてモデル化する。
ニ. 地盤のモデル化
有効応力の変化に応じた地震時挙動を適切に考慮できるようにモデル化する。
126

(4) 評価条件（常設代替高圧電源装置置場）a.

東西方向断面（強軸方向断面）の地震応答解析
常設代替高圧電源装置置場の地震応答解析は，地盤と構造物の相互作用を考慮できる
2 次元有限要素法を用いて，基準地震動に基づき設定した水平地震動と鉛直地震動の同時加振による逐次時間積分の時刻歴応答解析にて行う。
地震応答解析においては，地震時の地盤の有効応力の変化に応じた影響を考慮できる
有効応力解析を実施する。有効応力解析に用いる地盤剛性及び液状化強度特性は，敷地の原地盤における代表性及び網羅性を踏まえた上で，ばらつき等を考慮して設定する。
有効応力解析については，解析コード「FLIP Ver. 7.3.0̲2」を使用する。また，強軸断面方向における構造部材（壁部材）については，「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説−許容応力度設計法−（日本建築学会，1999）」を参考に，以下の式で求まる許容せん断力（QA）を許容限界とする。
水平荷重を受ける耐震壁の許容水平せん断力 QA は（１）式による。

128

イ. 構造部材
構造部材としてのスラブ，底版及び側壁を線形はり要素で，耐震壁の効果を期待
する側壁及び隔壁を平面ひずみ要素でモデル化する。
ロ. 地盤
地盤剛性のばらつき及び地盤の液状化強度特性のばらつきの影響を考慮するため，表 3-3-9 に示す解析ケース（①〜⑥）のうち，弱軸断面方向（南北方向断面）の耐震評価において，評価対象構造部材のせん断照査結果が最も厳しくなる解析ケースを選定する。
表 3-3-9 有効応力解析における解析ケース

解析ケース

①
原地盤に基
づく液状化
強度特性を
用いた解析
ケース(基
本ケース)
原地盤のせ
ん断波速度

地盤剛性の設定

液状化強度特性
の設定

原地盤に基
づく液状化
強度特性
(−1σ)

②
地盤物性の
ばらつきを
考慮（＋１
σ）した解
析ケース

③
地盤物性の
ばらつきを
考慮（−１
σ）した解
析ケース

原地盤のせ
ん断波速度
のばらつき
を考慮
(＋1σ)
原地盤に基
づく液状化
強度特性
(−1σ)

原地盤のせ
ん断波速度
のばらつき
を考慮
(−1σ)
原地盤に基
づく液状化
強度特性
(−1σ)

④
地盤を強制
的に液状化
させること
を仮定した
解析ケース

⑤
原地盤において非液状化の条件を仮定した解析ケース⑥
地盤物性のばらつきを考慮
（＋１σ）して非液状化の条件を仮定した解析ケース
敷地に存在 原地盤のせん 原地盤のせん
しない豊浦 断波速度
断波速度のば
標準砂のせらつきを考慮
ん断波速度(＋1σ)
敷地に存在 液状化パラメ 液状化パラメ
しない豊浦 ータを非適用 ータを非適用
標準砂の液
状化強度特
性

その他の地盤条件については，添付書類「Ⅴ-2-2-22-1 常設代替高圧電源装置
置場及び西側淡水貯水設備の地震応答計算書」に基づく。
ハ. 減衰特性
減衰特性については，添付書類「Ⅴ-2-2-22-1 常設代替高圧電源装置置場及び西側淡水貯水設備の地震応答計算書」に基づく。
b.

解析モデル
常設代替高圧電源装置置場東西方向における解析モデルを図 3-3-26 に示す。
イ. 解析領域
地震応答解析モデルは，境界条件の影響が地盤及び構造物の応力状態に影響を及
ぼさないよう，十分広い領域とする。
ロ. 境界条件
地震応答解析時の境界条件については，有限要素解析における半無限地盤を模擬するため，粘性境界を設ける。
129

ハ. 構造物のモデル化
構造部材は，線形はり要素としてモデル化する。
ニ. 地盤のモデル化
有効応力の変化に応じた地震時挙動を適切に考慮できるようにモデル化する。

図 3-3-26 常設代替高圧電源装置置場の地震応答解析モデル（東西方向断面）

130(5) 評価内容（防潮扉２基礎）
鋼管杭基礎の水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価については，弱軸断面方向（評価対象断面）と強軸断面方向（評価対象断面に直交する断面）におけるそれ
ぞれの 2 次元有効応力解析にて評価した同要素及び同時刻の断面力を組み合わせて用いる。
これにより算定した水平 2 方向及び鉛直方向地震力による発生応力が許容限界以下である
ことを確認する。
本評価においては，鋼管杭基礎の水平１方向の照査において最も厳しい結果であった曲げ軸力照査にて水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価を検討する。
水平２方向及び鉛直方向地震力を考慮した曲げ軸力照査の算定式を以下に示す。

，

s t

s t

1.0

弱

1.0

強

1.0

弱

1.0

弱

1.0

強

1.0

強

M(t)弱：時刻 t における弱軸断面方向の曲げモーメント
M(t)強：時刻 t における強軸断面方向の曲げモーメント
N(t)弱：時刻 t における弱軸断面の軸力
N(t)強：時刻 t における強軸断面の軸力
Z ：鋼管杭の断面係数

A：鋼管杭の断面積s(t)：時刻 t における曲げ軸応力 sa：短期許容応力度 Rmax：時刻歴最大照査値

131

(6) 評価条件（防潮扉２基礎）
防潮扉２基礎の地震応答解析は，地盤と構造物の相互作用を考慮できる 2 次元有限要素法を用いて，基準地震動に基づき設定した水平地震動と鉛直地震動の同時加振による逐次時間積分の時刻歴応答解析にて行う。
地震応答解析については，地震時の地盤の有効応力の変化に応じた影響を考慮できる有効応力解析を実施する。有効応力解析に用いる地盤剛性及び液状化強度特性は，敷地の原
地盤における代表性及び網羅性を踏まえた上で，ばらつき等を考慮して設定する。
有効応力解析については，解折コード「FLIP Ver. 7.3.0̲2」を使用する。
鋼管杭は，線形梁要素によりモデル化する。集水枡の底版及び縦断面に垂直な側壁を線形梁要素によりモデル化し，縦断面に平行な面内壁を平面ひずみ要素によりモデル化する。
地盤は，地盤剛性のばらつき及び地盤の液状化強度特性のばらつきの影響を考慮するため，表 3-3-10 に示す解析ケース（①〜⑥）のうち，弱軸断面方向の耐震評価において，鋼管杭の曲げ軸力照査値が最も厳しくなる解析ケースを選定する。
その他の条件については，添付書類「Ⅴ-2-10-2-2-3

防潮扉の耐震性についての計算書」に基づく。
表 3-3-10 有効応力解析における解析ケース

解析ケース

①
原地盤に基
づく液状化
強度特性を
用いた解析
ケース(基
本ケース)
原地盤のせ
ん断波速度

地盤剛性の設定

液状化強度特性
の設定

原地盤に基
づく液状化
強度特性
(−1σ)

②
地盤物性の
ばらつきを
考慮（＋１
σ）した解
析ケース

③
地盤物性の
ばらつきを
考慮（−１
σ）した解
析ケース

原地盤のせ
ん断波速度
のばらつき
を考慮
(＋1σ)
原地盤に基
づく液状化
強度特性
(−1σ)

原地盤のせ
ん断波速度
のばらつき
を考慮
(−1σ)
原地盤に基
づく液状化
強度特性
(−1σ)

④
地盤を強制
的に液状化
させること
を仮定した
解析ケース

⑤
原地盤において非液状化の条件を仮定した解析ケース⑥
地盤物性のばらつきを考慮
（＋１σ）して非液状化の条件を仮定した解析ケース
敷地に存在 原地盤のせん 原地盤のせん
しない豊浦 断波速度
断波速度のば
標準砂のせらつきを考慮
ん断波速度(＋1σ)
敷地に存在 液状化パラメ 液状化パラメ
しない豊浦 ータを非適用 ータを非適用
標準砂の液
状化強度特
性

鋼管杭の許容限界を表 3-3-11 に示す。
表 3-3-11 鋼管杭の許容限界
許容限界

評価項目

（N/mm2）

短期許容引張応力度σｓａ１
鋼管杭（SM570）

短期許容圧縮応力度σｓａ１
短期許容せん断応力度τｓａ

132

382.5
217.5

3.3.5 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価結果(1) 構造物の耐震評価に与える影響（取水構造物）
a.

強軸断面方向の壁部材に係る評価表 3-3-12 に強軸断面方向にて壁部材に発生するせん断応力及び許容せん断応力を，
図 3-3-27 に評価対象部材位置を示す。なお，同表に示すせん断応力は，各部材の弱軸断面方向においてせん断力に対する照査値が最大となる検討ケース及び時刻での応力である。
取水構造物の強軸断面方向にて発生するせん断力は，取水路で最大 3.216 N/mm2，取水ピットで最大 4.354 N/mm2 である。
一方，RC 基準によるコンクリートの許容せん断応力は，1.03 N/mm2 であることから，壁部材に発生するせん断力はコンクリートの許容せん断力を上回る。
従って，強軸断面方向において壁部材に発生するせん断力はコンクリートと鉄筋の両方で分担することとなることから，強軸断面方向にて壁部材に生じる応力は，弱軸断面方向の耐震評価に与える影響について検討する。
表 3-3-12 強軸断面方向のせん断力に対する評価結果（検討ケース④：Ｓｓ−Ｄ１）
構造区分
取水路
取水ピット

高さ

発生時刻

せん断応力

H（m）
9.850
9.850
3.010
8.750
6.060

（s）
22.85
54.17
54.23
44.52
54.17

τxy （N/mm ）
1.690
3.216
4.354
1.975
2.098

部材
側壁
隔壁
突出部
側壁
隔壁

2

開口による
許容値
低減率
照査値
2
τa （N/mm ）
1.00
1.03
1.00
1.03
1.00
1.03
1.00
1.03
1.00
1.03

図 3-3-27 評価対象部材位置（強軸断面方向）

133

1.65
3.13
4.23
1.92
2.04

b.

弱軸断面方向の壁部材に係る評価（せん断力に対する照査）
強軸断面方向を考慮した弱軸断面方向のせん断力に対する照査は，強軸断面方向で評
価対象部材に発生する軸力を考慮した照査とする。なお，強軸断面方向にて発生する軸
力は，弱軸断面方向のせん断力に対する照査において照査値最大となる検討ケース及び時刻で発生する軸力とする。
強軸断面方向で発生する壁部材の軸力は，照査位置の鉛直応力に評価対象壁部材の厚さを乗じて算出する。なお，照査位置の鉛直応力は，壁部材のヤング係数に鉛直ひずみを乗じたものとする。
Ｎ ＝鉛直応力×壁部材の厚さ＝Ｅ×εy×ｔ
Ｎ ： 壁部材に発生する軸力
Ｅ ： 壁部材のヤング係数（25,900,000（kN/m2））
εy ： せん断照査位置における鉛直ひずみ
ｔ ： 評価対象の壁部材の厚さ
強軸断面方向で発生する壁部材の軸力を表 3-3-13 に示す。弱軸断面方向の最大せん
断力照査値に対応して，強軸断面方向にて発生している軸力は全部材において圧縮方向であることを確認した。
表 3-3-13 強軸断面方向で発生する壁部材の軸力
断面

鉛直ひずみ *1

照査位置
側壁

取水路

部材厚さ (m)軸力 (kN/m) *1

引張 / 圧縮上-4.664E-06

1.500-181.2圧縮

下-1.192E-05

1.500-463.0圧縮

上-3.355E-06

1.000

-86.9

圧縮

下

-7.567E-06

1.000-196.0圧縮

下-3.077E-07

1.000

-8.0

圧縮

上

-5.597E-06

1.500-217.4圧縮

下-1.295E-05

1.500-503.1圧縮

上-1.564E-05

1.200-486.0圧縮

下-2.247E-05

1.200-698.3

圧縮

隔壁
突出部

取水
ピット

側壁

隔壁
*1 引張(＋) , 圧縮(−)

土木学会マニュアルに基づくせん断耐力評価式は，圧縮方向の軸力が大きいほどせん
断耐力を大きく算定する式であり，上記の応力状態においては，弱軸断面方向において
強軸断面方向で発生する圧縮方向の軸力を考慮しない方が保守側の評価となる。
以上の考察により，取水構造物のせん断力に対する照査について，水平 2 方向による影響は無い（現状の弱軸断面方向の評価は保守側である）ことを確認した。

134

c.

弱軸断面方向の壁部材に係る評価（曲げ軸力に対する照査）
強軸断面方向を考慮した弱軸断面方向の曲げ軸力に対する照査は，強軸断面方向で評
価対象部材に発生する軸ひずみを考慮した照査とする。なお，強軸断面方向にて発生する軸ひずみは，弱軸断面方向の曲げ軸力に対する照査において照査値最大となる検討ケース及び時刻で発生する軸ひずみとする。
強軸方向断面に発生する軸ひずみを表 3-3-14 に示す。弱軸断面方向の最大曲げ軸力
照査値に対応して，強軸断面方向にて発生している軸ひずみは全部材において圧縮方向であることを確認した。
表 3-3-14 強軸断面方向で発生する壁部材の軸ひずみ
断面
取水路

取水
ピット

壁

軸ひずみ *1

引張 / 圧縮側壁-1.729E-05

圧縮

隔壁-1.830E-05

圧縮

突出部

-5.712E-05

圧縮

側壁-2.413E-05

圧縮

隔壁-3.915E-05

圧縮*1 引張(＋) , 圧縮(−)

取水構造物の鉄筋コンクリート部材の曲げ軸力に対する照査における許容限界はコンクリート圧縮縁ひずみ 1.0％に対応する曲率である。コンクリートの圧縮縁ひずみは曲げ（曲率）による圧縮ひずみと軸ひずみで構成されており，強軸断面方向にて発生する
圧縮側の軸ひずみを考慮することで，許容限界がより小さく評価される可能性がある。
よって，水平 1 方向の弱軸断面方向における曲げ軸力照査に対し，強軸断面方向にて発生する圧縮側の軸ひずみを考慮して許容限界を再設定する。
再設定した許容限界に対する，弱軸断面方向の曲げ軸力に対する照査結果を表 3-315 に示す。許容限界（コンクリート圧縮縁ひずみ 1.0％に対応する曲率）は若干小さくなったが，照査値は十分余裕のある結果である。
以上の計算結果により，取水構造物の曲げ軸力に対する照査について，水平 2 方向による影響は無い（現状の弱軸断面方向の評価との差異は軽微である。）ことを確認した。
表 3-3-15 強軸断面方向の軸ひずみを考慮した弱軸断面方向の曲げ軸力照査結果
断面

取水路
取水
ピット

軸方向ひずみ *1 軸方向ひずみ *1 軸方向ひずみ *1
(縦断)
(横断)
(横断＋縦断)
εa
εa
εa

壁

部材中心
からの高さ
y [m]

発生
時刻
[sec]

側壁

0.750

58.64

-7.141E-06-1.729E-05-2.443E-05-1.015E-03

1.2-1.218E-03

隔壁

0.500

69.05

-1.205E-05-1.830E-05-3.035E-05

1.343E-03

1.2

1.612E-03

突出部

0.500

54.23

-6.399E-07-5.712E-05-5.776E-05

8.000E-05

1.2

側壁

0.750

44.53

5.546E-06-2.413E-05-1.859E-05

6.385E-04

隔壁

0.600

54.21

-3.636E-05-3.915E-05-7.551E-05-1.772E-03*1 引張(＋) , 圧縮(−)

135

曲率φm [1/m]

曲率
φL [1/m](圧縮ひずみ1%)

構造物係数
γi

照査値
γi・φd/φ L

1.330E-02

1.0

0.092

1.994E-02

1.0

0.081

9.600E-05

1.988E-02

1.0

0.005

1.2

7.662E-04

1.331E-02

1.0

0.058

1.2

-2.127E-03

1.654E-02

1.0

0.129

構造解析係数γa

曲率φd [1/m]

(2) 機器・配管系への影響（取水構造物）(1)で示した通り，取水構造物の強軸断面方向にて発生する軸力を踏まえた弱軸断面方向のせん断力及び曲げ軸力に対する照査を確認した結果，各方向で発生する応力の連成による影響は小さいことを確認した。
また，水平 2 方向の地震力が床応答に与える影響については，構造体にねじれが発生する場合，応答に影響を与えると考えられるが，取水構造物の強軸断面方向は，通水断面に伴い鉛直部材が等間隔に配置されており，地震力によるねじれは発生しない構造であるため，強軸断面方向の影響は弱軸断面方向に対して顕著な影響を及ぼさないと考えられる。
従って，加速度応答についても，それぞれ独立と見なしても実用上は問題ないと判断できる。
以上のことから，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる機器・配管系への影響はないと考えられる。

136

(3) 構造物の耐震評価に与える影響（常設代替高圧電源装置置場）
表 3-3-16 に東西方向加振により壁部材に発生するせん断応力及び許容せん断応力を，
図 3-28 に評価対象部材の位置図を示す。なお，同表に示すせん断応力は，東西方向において，地中部及び地表部のせん断照査結果が最も厳しくなる時間のせん断ひずみを基に算定したものである。
常 設 代 替 高 圧 電 源 装 置 置 場 の 東 西 方 向 加振 にて 発 生 す る せ ん 断 力 は， 地 中 部 で0.642N/mm2，地上部で 0.186N/mm2 である。
一方，RC 基準によるコンクリートの許容せん断応力は，地中部で 0.878N/mm2，地上部
で 1.134N/mm2 であることから，壁部材に発生するせん断力はコンクリートの許容せん断力を下回る。
従って，東西方向加振において壁部材に発生するせん断力はコンクリートのみで負担でき，壁部材の鉄筋には顕著な応力は発生しないことから，東西方向加振にて壁部材に生じるせん断力は，弱軸断面方向の耐震評価に影響を与えることはない。
表 3-3-16 せん断評価結果（検討ケース④：Ｓｓ−Ｄ１）

対象
地中部
地上部

高さ

発生時刻

せん断応力

H(m)

(s)

τxy (N/mm )32.50013.000

53.88
53.89

2

0.642
0.186

地中部］

開口による
許容値 照査値
低減率

r (-)
0.65
0.84

τa

τ xy/τ a

0.878
1.134

0.73
0.16

［地上部］

図 3-3-28 せん断ひずみを算定する際の対象節点

137

(4) 機器・配管系への影響（常設代替高圧電源装置置場）(3)で示した通り，常設代替高圧電源装置置場における東西方向加振の影響は東西方向に対して影響を与えることはないため，加速度応答についても，それぞれ独立すると判断できる。
また，水平 2 方向の地震力が床応答に与える影響については，構造体にねじれが発生する場合，応答に影響を与えると考えられるが，常設代替高圧電源装置置場の東西断面方向
は，断面方向に対し鉛直部材が偏りなく配置されており，地震力によるねじれは発生しない構造であるため，東西方向加振の影響は南北方向に対して顕著な影響を及ぼさないと考えられる。従って，加速度応答についても，それぞれ独立と見なしても実用上は問題ないと判断できる。
以上のことから，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる機器・配管系への影響はないと考えられる。

138

(5) 構造物の耐震評価に与える影響（防潮扉２基礎）
鋼管杭の曲げ軸力照査結果を表 3-3-17 に示す。鋼管杭の発生応力が許容限界以下であることを確認した。
表 3-3-17 鋼管杭の曲げ軸力照査結果
考慮した
軸力
弱軸断面方向の軸力を用いた場合
強軸断面方向の軸力を用いた場合

M弱
M強
軸力（kN・m） （kN・m） （kN）

応力度
(N/mm2)

短期許容
応力度(N/mm2)

時刻歴最大照査値

39890

22909

8150

319

382.5

0.84

39890

22909

7319

316

382.5

0.83

0.84

※ 曲げモーメント，軸力は絶対値表記
M 弱：弱軸断面方向の曲げモーメントM 強：強軸断面方向の曲げモーメント(6) 機器・配管系への影響（防潮扉２基礎）
地中の鋼管杭の地震時挙動は，その周辺地盤とおおむね同等であることから，水平 2 方向を考慮した応力の連成による鋼管杭の応答特性への影響が，上部構造物及びそこに上載される機器・配管系に与える影響は極めて軽微であると考えられる。
また，(5)にて示した通り，防潮扉２基礎の鋼管杭は，水平 2 方向を考慮した応力の連成に対しても，地震時にその健全性が確保できることを確認していることから，その上部構造については，機器・配管系に影響を及ぼすような有意な変形は生じない。
以上のことから，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる機器・配管系への影響はないと考えられる。

139

3.3.6 まとめ
屋外重要土木構造物及び津波防護施設において，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響を受ける可能性がある施設（部位）について，従来設計手法における保守性も考慮した上で抽出し，水平 1 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる設計に対して影響を評価した。
その結果，水平 2 方向及び鉛直方向地震力を想定した発生応力が許容値を満足し，施設が有する耐震性に影響のないことを確認した。
水平 2 方向の地震力の影響を受ける可能性があると判断した施設のうち，箱型構造物については，強軸断面方向加振の影響は，弱軸断面方向に対して影響を与えることはないた
め，加速度応答についても，それぞれ独立すると判断できる。また，構造物の鉛直部材が弱軸断面方向に対して偏りなく配置されており，地震力によるねじれは発生しない構造であるため，強軸断面方向の応答は弱軸断面方向に対して顕著な影響を及ぼさないと考えられる。従って，加速度応答についても，それぞれ独立と見なしても実用上は問題ないと判断できる。
水平 2 方向の地震力の影響を受ける可能性があると判断した部位のうち，鋼管杭基礎の地震時挙動については，その周辺地盤とおおむね同等であることから，水平 2 方向を考慮
した応力の連成による鋼管杭の応答特性への影響が，上部構造物及びそこに上載される機器・配管系に与える影響は極めて軽微であると考えられる。
以上のことから，屋外重要土木構造物及び津波防護施設に対する水平 2 方向及び鉛直方
向地震力が，そこに上載される機器・配管系が有する耐震性に影響を与えないことを確認
した。

140

(2) 構造形式の分類
津波防護施設は，その構造形式より 1)鋼製防護壁のような鋼殻構造物，2)鋼管杭鉄筋
コンクリート防潮壁の上部工，鉄筋コンクリート防潮壁の上部工，鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）の防潮壁及び放水路，貯留堰，貯留堰取付護岸のような線状構造物，
3)鉄筋コンクリート防潮壁の下部工，鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）の地中連
続壁基礎のような地中連続壁基礎，4) 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の下部工，防潮扉
２基礎，出口側集水桝の下部工のような鋼管杭基礎，並びに 5) 出口側集水桝の上部工のような箱型構造物の 5 つに大別される。
津波防護施設の構造形式を表 3-4-2 に示す。
表 3-4-2 津波防護施設の構造形式
対象構造物
鋼製防護壁

1) 鋼殻構造
物

2) 線状
構造物

構造形式
3) 地中連続壁基礎4) 鋼管杭基礎○

鉄筋コンクリート防潮壁（上部工）○

鉄筋コンクリート防潮壁（下部工）○

鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）の防潮壁及び放水路○

鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）（地中連続壁基礎）○

津波
鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁（上部工）防護
施 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁（下部工）設○○

防潮扉２基礎○

構内排水路逆流防止設備

出口側集水桝（上部工）○

構内排水路逆流防止設備

出口側集水桝（下部工）

○

貯留堰

○

貯留堰取付護岸

○

143

5) 箱型
構造物

(4) 荷重の組合せによる応答特性が想定される構造形式の抽出
表 3-4-4 に，3.4.4（2）で整理した構造形式毎に，3.4.4（3）で整理した荷重作用による影響程度を示す。
3.3.4 (3)で整理した荷重のうち 摩擦力や 慣性力は， 動土圧及び動水圧と比較す
るとその影響は小さいことから，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響検討の対象とする構造物の抽出では， 動土圧及び動水圧による影響を考慮する。
鋼殻構造物である鋼製防護壁については，上部工は地上構造物であることから，従来設計手法における評価対象断面に対して直交する面に 動土圧及び動水圧による荷重は作用しない。しかし，基礎深さ及び地盤条件が異なり形状が複雑な下部工を有していることから，３次元的な応答特性が想定される。
線状構造物については，その構造上の特徴として，妻壁（評価対象断面に対して平行に配置される壁部材）等を有さない若しくは妻側（小口）の面積が小さいことから，従来設計手法における評価対象断面に対して直交する 動土圧及び動水圧は作用しない。
連続地中壁については，従来設計手法における評価対象断面に対して平行する面に 動
土圧及び動水圧による荷重が作用し,また，上部工との接合面に上部工から伝わる荷重が作用する。
鋼管杭基礎については，互いに直交する断面に対して 動土圧及び動水圧による荷重が作用し，また，上部工から伝わる荷重が作用する。
箱型構造物については，妻壁等を有することから，従来設計手法における評価対象断面に対して直交する 動土圧及び動水圧が作用する。
以上のことから，荷重の組合せによる応答特性が想定される構造形式として，鋼殻構造
物，地中連続壁基礎，鋼管杭基礎，箱型構造物を抽出する。
ここで，鋼殻構造物及び地中連続壁基礎については，構造上の特徴を踏まえ，構造解析
において水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せを考慮した設計を行っていることから，
本資料の水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに関する影響評価においては対象外である。

145

表 3-4-4 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価対象構造物の抽出（1／3）

146表 3-4-4 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価対象構造物の抽出（2／3）
147

a.

鋼殻構造物

(a) 鋼製防護壁
図 3-4-2 に鋼製防護壁の概要図を示す。
当該構造物のうち上部工は，地上構造物であることから，従来設計手法における評
価対象断面に対して直交する 動土圧及び動水圧は作用しない。しかし，基礎深さ及び地盤条件が異なり形状が複雑な下部工を有しており，３次元的な応答特性が想定されるため，鋼製防護壁は水平 2 方向及び鉛直方向地震力による荷重を考慮した設計を行う。したがって，鋼製防護壁は，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せを考慮した設計を行っていることから，本資料の水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに関する影響評価においては対象外である。

図 3-4-2 鋼製防護壁

149

(b) 貯留堰
図 3-3-6，図 3-3-7，図 3-3-8 及び図 3-3-9 に貯留堰の平面図及び断面図を示す。
各鋼管矢板は，継手部を介して隣接鋼管矢板により鋼管矢板の軸方向に沿って拘束されており，軸方向の断面係数は，法線直角方向と比べて大きいことから，明確な強軸断面方向である。そのため，強軸断面方向の水平力により鋼管矢板に発生する曲げモーメントは比較的小さいため，強軸断面方向の曲げの影響をほとんど受けない。

図 3-3-6 貯留堰の平面図

図 3-3-7 貯留堰の断面図（EW-1）

151

図 3-3-8 貯留堰の断面図（EW-2）

図 3-3-9 貯留堰の断面図（NS-1）

152(c) 貯留堰取付護岸
図 3-3-10 及び図 3-3-11 に貯留堰取付護岸の平面図及び断面図を示す。
当該構造物は，断面変化もほとんどなく直線状に設置される矢板構造物であることから，強軸断面方向の曲げの影響をほとんど受けない。

図 3-3-10 貯留堰取付護岸の平面図

図 3-3-11 貯留堰取付護岸の断面図（EW-1）

153

c.

地中連続壁基礎(a) 鉄筋コンクリート防潮壁の下部工
図 3-4-12 に鉄筋コンクリート防潮壁の下部工の概要図を示す。
当該構造物の下部工は，上部工法線方向の水平地震力による動土圧及び動水圧と上部工からの荷重による発生応力，並びに上部工法線直角方向の水平地震力による動土
圧及び動水圧による発生応力が足し合わされるため，水平 2 方向及び鉛直地震力の組合せの影響が想定される。
したがって，鉄筋コンクリート防潮壁の下部工は，構造解析において水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せを考慮した設計を行う。このことから，鉄筋コンクリート
防潮壁の下部工は，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せを考慮した設計を行っていることから，本資料の水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに関する影響評価においては対象外である。

図 3-4-12 鉄筋コンクリート防潮壁の下部工

154

(c) 出口側集水桝の下部工
図 3-4-17 に出口側集水桝の下部工の構造図を示す。
当該構造物の下部工（鋼管杭）も，互いに直交する方向の各水平地震力による動土
圧及び動水圧と，上部工からの荷重による発生応力が足し合わされるため，第 3−4−13 図に示すように水平 2 方向及び鉛直地震力の組合せの影響が想定される。

下部工
（鋼管杭）

図 3-4-17 出口側集水桝

158

e.

箱型構造物

(a) 出口側集水桝の上部工
図 3-4-18 に出口側集水桝の上部工の概要図を示す。
箱型構造物については，従来設計手法における評価対象断面に対して平行に配置される構造部材を有し， 動土圧及び動水圧による荷重が作用するため，水平 2 方向及び鉛直地震力の組合せの影響が想定される。

鉄筋コンクリート

図 3-4-18 出口側集水桝の上部工

1593.4.2 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価対象構造物の抽出結果
3.4.1 の結果を踏まえ，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価を検討
すべき構造物として，構造及び作用荷重の観点から，鋼管杭基礎である鋼管杭鉄筋コンク
リート防潮壁（下部工），防潮扉２基礎，構内排水路逆流防止設備 出口側集水桝（下部工）及び箱型構造物である構内排水路逆流防止設備 出口側集水桝（上部工）を抽出する。
ただし，鋼管杭基礎及び箱型構造物については，「3.3

屋外重要土木構造物」において同様の評価を行っていることから，鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁（下部工），防潮扉２基礎，構内排水路逆流防止設備

出口側集水桝（下部工）及び構内排水路逆流防止設備

出口側集水桝（上部工）については「3.3 屋外重要土木構造物」において評価を行う。

165

3.4.3 まとめ
津波防護施設において，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の影響を受ける可能性がある施設（部位）について，従来設計手法における保守性も考慮した上で抽出し，「3.3

屋外

重要土木構造物」において，水平 1 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる設計に対して影響を評価した結果，水平 2 方向及び鉛直方向地震力は，水平 1 方向及び鉛直方向地震力に対し影響を及ぼすことはなかった。また，津波防護施設に対する水平 2 方向及び鉛直方
向地震力が，そこに上載される機器・配管系が有する耐震性に影響を与えないことを確認
した。

166

別紙 1

評価部位の抽出に関する説明資料

目次
1. 構成部位の整理及び水平 2 方向及び鉛直地震力による影響確認が必要な部位の抽出に関する整理表 ....................................................................... 別紙 1-1
2. 対象建屋の図面 ............................................................. 別紙 1-5
2.1 原子炉建屋 ............................................................... 別紙 1-6
2.2 主排気筒 ................................................................ 別紙 1-17
2.3 非常用ガス処理系配管支持架構 ............................................ 別紙 1-19
2.4 使用済燃料乾式貯蔵建屋 .................................................. 別紙 1-22
2.5 格納容器圧力逃がし装置格納槽 ............................................ 別紙 1-24
2.6 緊急時対策所建屋 ........................................................ 別紙 1-26
2.7 タービン建屋 ............................................................ 別紙 1-30
2.8 サービス建屋 ............................................................ 別紙 1-36
3. 代表部位の選定プロセス .................................................... 別紙 1-44

1. 構成部位の整理及び水平 2 方向及び鉛直地震力による影響確認が必要な部位の抽出に関する整理表抽出に関する整理表を表 1-1〜表 1-3 に示す。

別紙 1−1

2. 対象建屋の図面「水平 2 方向及び鉛直方向地震力の適切な組合せに関する影響評価結果」において，「建物・構築物における水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの評価部位の抽出」のプロセスに用いた
対象建屋の図面を図 2-1〜図 2-45 に記載する。
なお，上記にて評価部位として抽出されなかった部位の考え方を表 2-1 に示す。

別紙 1-52.2 主排気筒
主排気筒の図面を図 2-12〜図 2-13 に記載する。
赤字：①−１で抽出された部位
橙字：①−２で抽出された部位
緑字：②−１で抽出された部位
紫字：②−２で抽出された部位
茶字：3 次元ＦＥＭモデルによる精査
青字：抽出されなかった部位及びその理由

柱（筒身）表 2−1：Ａ４

壁（鉄骨ブレース／斜材，補助斜材）
表 2−1：Ｃ３柱（隅柱／主柱材，補助主柱材）
応力の集中が考えられるため抽出
①−1

基礎（杭）
応力の集中が考えられるため抽出①−1

図 2-12 主排気筒の概略平面図
別紙 1-17

赤字：①−１で抽出された部位
橙字：①−２で抽出された部位
緑字：②−１で抽出された部位
紫字：②−２で抽出された部位
茶字：3 次元ＦＥＭモデルによる精査
青字：抽出されなかった部位及びその理由

梁（一般部／水平材，補助水平材）
表 2−1：Ｂ２

基礎（基礎梁）表 2−1：Ｅ１

図 2-13 主排気筒の概略側面図
別紙 1-18

2.3 非常用ガス処理系配管支持架構
非常用ガス処理系配管支持架構の図面を図 2-14〜図 2-19 に記載する。
赤字：①−１で抽出された部位
橙字：①−２で抽出された部位
緑字：②−１で抽出された部位
紫字：②−２で抽出された部位
茶字：3 次元ＦＥＭモデルによる精査
青字：抽出されなかった部位及びその理由

基礎（杭）応力の集中が考えられるため抽出①-1

図 2-14 非常用ガス処理系配管支持架構の杭伏図（EL.5.2 m）
柱（隅部）
応力の集中が考えられるため抽出①-1

図 2-15

非常用ガス処理系配管支持架構の概略平面図（EL.7.7 m）

別紙 1-19

赤字：①−１で抽出された部位
橙字：①−２で抽出された部位
緑字：②−１で抽出された部位
紫字：②−２で抽出された部位
茶字：3 次元ＦＥＭモデルによる精査
青字：抽出されなかった部位及びその理由

柱（隅部）
応力の集中が考えられるため抽出①-1

図 2-16 非常用ガス処理系配管支持架構の概略平面図（EL.14.2 m）

壁（鉄骨ブレース）
捩れの影響が考えられるため抽出②-2

図 2-17

非常用ガス処理系配管支持架構の概略平面図（EL.20.8 m）

別紙 1-20

赤字：①−１で抽出された部位
橙字：①−２で抽出された部位
緑字：②−１で抽出された部位
紫字：②−２で抽出された部位
茶字：3 次元ＦＥＭモデルによる精査
青字：抽出されなかった部位及びその理由

梁（一般部）
捩れの影響が考えられるため抽出②-2基礎（基礎スラブ）
応力の集中が考えられるため抽出①-1

図 2-18 非常用ガス処理系配管支持架構の概略軸組図（NS 方向）

梁（一般部）
捩れの影響が考えられるため抽出②-2基礎（基礎スラブ）
応力の集中が考えられるため抽出①-1

図 2-19 非常用ガス処理系配管支持架構の概略軸組図（EW 方向）

別紙 1-21

2.5 格納容器圧力逃がし装置格納槽
格納容器圧力逃がし装置格納槽の図面を図 2-24〜図 2-26 に記載する。
赤字：①−１で抽出された部位
橙字：①−２で抽出された部位
緑字：②−１で抽出された部位
紫字：②−２で抽出された部位
茶字：3 次元ＦＥＭモデルによる精査
青字：抽出されなかった部位及びその理由

壁(地下部)
面外荷重の影響が考えられるため抽出①−２

壁(一般部)
表 2−1：Ｃ１

図 2-24 格納容器圧力逃がし装置格納槽の概略平面図（EL.−12.8 m）

別紙 1-24

2.6 緊急時対策所建屋
緊急時対策所建屋の図面を図 2-27〜図 2-33 に記載する。
赤字：①−１で抽出された部位
橙字：①−２で抽出された部位
緑字：②−１で抽出された部位
紫字：②−２で抽出された部位
茶字：3 次元ＦＥＭモデルによる精査
青字：抽出されなかった部位及びその理由

PN

杭
応力の集中が考えられるため抽出
①−１

A

B

37.7 mB

35.5 mA

図 2-27 緊急時対策所建屋の概略平面図（EL.20.8 m）

PN

A
柱(隅部)
表 2−1：Ａ５柱(一般部)
表 2−1：Ａ１

B

37.7 mB

壁(一般部)
表 2−1：Ｃ１

35.5 mA

図 2-28 緊急時対策所建屋の概略平面図（EL.23.3 m）
別紙 1-26

赤字：①−１で抽出された部位
橙字：①−２で抽出された部位
緑字：②−１で抽出された部位
紫字：②−２で抽出された部位
茶字：3 次元ＦＥＭモデルによる精査
青字：抽出されなかった部位及びその理由

PN

A
柱(隅部)
表 2−1：Ａ５柱(一般部)
表 2−1：Ａ１

B

37.7 mB

壁(一般部)
表 2−1：Ｃ１

35.5 mA

図 2-29 緊急時対策所建屋の概略平面図（EL.30.3 m）

PN

A
柱(隅部)
表 2−1：Ａ５柱(一般部)
表 2−1：Ａ１

B

37.7 mB

壁(一般部)
表 2−1：Ｃ１

35.5 mA

図 2-30 緊急時対策所建屋の概略平面図（EL.37.0 m）
別紙 1-27

赤字：①−１で抽出された部位
橙字：①−２で抽出された部位
緑字：②−１で抽出された部位
紫字：②−２で抽出された部位
茶字：3 次元ＦＥＭモデルによる精査
青字：抽出されなかった部位及びその理由

PN

A
柱(隅部)
表 2−1：Ａ５柱(一般部)
表 2−1：Ａ１

B

37.7 mB

壁(一般部)
表 2−1：Ｃ１

35.5 mA

図 2-31 緊急時対策所建屋の概略平面図（EL.43.5 m）

別紙 1-28

赤字：①−１で抽出された部位
橙字：①−２で抽出された部位
緑字：②−１で抽出された部位
紫字：②−２で抽出された部位
茶字：3 次元ＦＥＭモデルによる精査
青字：抽出されなかった部位及びその理由

床(一般部)
表 2−1：Ｄ１
梁(一般部)
表 2−1：Ｂ１

基礎(矩形)
応力の集中が考えられるため抽出①−１

図 2-32 緊急時対策所建屋の概略断面図(NS 方向，A−A 断面)

床(一般部)
表 2−1：Ｄ１

梁(一般部)
表 2−1：Ｂ１

基礎(矩形)
応力の集中が考えられるため抽出①−１

図 2-33 緊急時対策所建屋の概略断面図(EW 方向，B−B 断面)

別紙 1-29表 2-1 評価部位から除外する基本的な考え方（1／2）
記号

部位

Ａ１
一般部
（RC 部）①−1 応力集中①−2 面外荷重②−1 面外慣性力②−2 捩じれ除外する部位・中柱は応力が集中することなく 該当 し ない。

・面外荷重が作用する地下部ではない。

・壁付き柱は地震力のほとんどを耐震壁が負担しており，該当しない。
・独立柱自身の慣性力により影響が生じる
ような階高を有する柱はないため，該当しない。

・釣り合いよく耐震壁が配置された構造計画を行っており，該当しない。

原子炉建屋
使用済燃料乾式貯蔵建屋
緊急時対策所建屋
タービン建屋
サービス建屋

Ａ２

一般部
（S 部）
ブレース構造・中柱は応力が集中することなく 該当 し ない。

・面外荷重が作用する地下部ではない。

・地震力のほとんどをブレースが負担しており，該当しない

・釣り合いよく耐震壁が配置された構造計画を行っており，該当しない。

サービス建屋

Ａ３

一般部
（S 部）
ラーメン構造・中柱は応力が集中することなく 該当 し ない。

・面外荷重が作用する地下部ではない。

・柱自身の慣性力により影響が生じるような階高を有する柱はないため，該当しない。

・整形な建屋で捩れによる影響のおそれがな
い構造計画を行っており，該当しない。

サービス建屋・筒身は鉄塔の中央で支持されており，応力が集中することなく該当しない。

・面外荷重が作用する地下部ではない。

・地震力のほとんどを鉄塔が負担 しており，該当しない。

・釣り合いよく鉄塔に支持される構造計画を行っており，該当しない。

主排気筒

・耐震壁付きの柱は，応力集中が懸念される
軸力が耐震壁に分散されることで影響が小さいと考えられるため，該当しない。

・面外荷重が作用する地下部ではない。

・地震力のほとんどを耐震壁が負担しており，該当しない。

・釣り合いよく耐震壁が配置された構造計画を行っており，該当しない。

原子炉建屋
使用済燃料乾式貯蔵建屋
緊急時対策所建屋
タービン建屋
サービス建屋・中柱は応力が集中することなく 該当 し ない。
・耐震壁付きの隅柱は，応力集中が懸念される軸力が耐震壁に分散されることで影響が小さいと考えられるため，該当しない。

・地下外周部が考えられるが，外周部柱はすべて梁等に接続しており，土圧はそのまま梁等に伝達されるため，該当しない。

・地震力のほとんどを耐震壁が負担しており，該当しない。

・釣り合いよく耐震壁が配置された構造計画を行っており，該当しない。

原子炉建屋
タービン建屋・地震力の負担について方向性を 持っ て お
り，該当しない。

・面外荷重が作用する地下部ではない。

・剛性の高い床や耐震壁が付帯するため，
面外方向の変形を抑制することから該当しない。

・剛性の大きい床が付帯しているため該当部位は存在しない。

原子炉建屋
使用済燃料乾式貯蔵建屋
緊急時対策所建屋
タービン建屋
サービス建屋・地震力の負担について方向性を 持っ て お
り，該当しない。

・面外荷重が作用する地下部ではない。

・軽量なトラス部材で構成されており，該当しない。

・釣り合いよく水平材，補助水平材が配置された構造計画を行っており，該当しない。

主排気筒

・地震力の負担について方向性を 持っ て お
り，該当しない。

・地下外周部が考えられるが，吹抜けがないことから，外周部梁は全て剛性が高いスラブに接続しており，土圧はそのままスラブに伝達されるため，該当しない。

・剛性の高い床や耐震壁が付帯するため，
面内方向の変形を抑制することから該当しない。

・剛性の大きい床が付帯しているため該当部位は存在しない。

原子炉建屋
タービン建屋・地震力の負担について方向性を 持っ て お
り，該当しない。

・面外荷重が作用する地下部ではない。

・上弦材を屋根床に，下弦材は振れ止めにより拘束されており，面外方向への変形を抑制しているため，該当しない。

・剛性の大きい床が付帯しているため該当部位は存在しない。

原子炉建屋
使用済燃料乾式貯蔵建屋
タービン建屋Ａ４

柱

別紙 1-42

筒身

Ａ５
隅部

Ａ６
地下部
（一般部，隅部）

Ｂ１
一般部
（ＲＣ部）

Ｂ２

Ｂ３

一般部
（Ｓ部：水平材，
補助水平材）
梁

地下部

Ｂ４
鉄骨トラス

表 2-1 評価部位から除外する基本的な考え方（2／2）
記号

部位

Ｃ１

①−1 応力集中①−2 面外荷重②−1 面外慣性力②−2 捩じれ除外する部位・地震力の負担について方向性を持っており該当しない。

・面外荷重が作用する地下部ではない。

・水平及び鉛直方向に大スパンの壁がな
いため，該当しない。

・釣り合いよく耐震壁が配置された構造計画を行っており，該当しない。＊

原子炉建屋
使用済燃料乾式貯蔵建屋
緊急時対策所建屋
格納容器圧力逃がし装置格納槽
タービン建屋
サービス建屋・建屋の中心付近に位置し，その外側にあるボックス型の壁とスラブで一体化されている壁は，応力集中が懸念される軸力がスラブ等に分散されることで影響が小さいと考えられるため，該当しない。

・地震による面外荷重が作用する地下部ではない。

・水平及び鉛直方向に大スパンの壁がな
いため，該当しない。

・釣り合いよく耐震壁が配置された構造計画を行っており，該当しない。

原子炉建屋

・地震力の負担について方向性を持っており，該当しない。

・面外荷重が作用する地下部ではない。

・軽量なトラス部材で構成されており，該当しない。

・釣り合いよく斜材，補助斜材が配置された構造計画を行っており，該当しない。

主排気筒
サービス建屋・地震力の負担について方向性を持っており，該当しない。

・積載荷重等従来から面外荷重を考慮しており，今回の抽出プロセスで該当しない。

・大スパンの床及び屋根がないため，該当しない。

・釣り合いよく耐震壁が配置された構造計画を行っており，該当しない。

原子炉建屋
使用済燃料乾式貯蔵建屋
緊急時対策所建屋
タービン建屋
格納容器圧力逃がし装置格納槽
サービス建屋・地震力の負担について方向性を持って・地震時の面外荷重は、直近の直交部材にて受ける構造としているため該当しない。

・基礎梁は短スパンであり影響は少ないと考えられるため，該当しない。

・概ね対称構造であり，釣り合いよく基礎梁が配置された構造計画を行っており，該当しな
い。

主排気筒

一般部
（矩形）

Ｃ２
壁

一般部
（円筒）

別紙 1-43

Ｃ３鉄骨ブレース

Ｄ１

一般部

Ｅ１
基礎

基礎梁

おり，該当しない。

注記 ＊：原子炉建屋は局所評価と併せて捩れ挙動の影響について確認する。

3. 代表部位の選定プロセス(a) 柱−隅部
応力集中が考えられる隅柱を有する鉄骨部の規模等を表 3-1 に示す。
重要設備である非常用ガス処理系排気筒を支持する，主排気筒鉄塔部の主柱材を代表として評価する。
表 3-1 隅柱を有する鉄骨部の規模等
項目

部位

①−１

柱

対象＊

平面形状
（m）

スパン
（m）

主排気筒

28.0

28.0

28.0

非常用ガス処理系配管支持架構

7.2

4.8

7.2

注記 ＊：下線部は代表を示す。

(b) 基礎
応力集中が考えられる矩形基礎の規模を表 3-2 に示す。
建物規模が比較的大きく，重要な設備を多く内包している等の留意すべき特徴を有している
原子炉建屋の基礎を代表として評価する。
表 3-2 建屋の規模等
項目

①−１

対象＊

部位

平面形状
（m）

原子炉建屋

68.5

68.25

主排気筒

33.1

33.1

非常用ガス処理系配管支持架構

9.6

9.6

使用済燃料乾式貯蔵建屋

59.70

33.00

格納容器圧力逃がし装置格納槽

16.00

11.35

緊急時対策所建屋

37.70

35.50

基礎

注記 ＊：下線部は代表を示す。

別紙 1-44(c) 壁（面外荷重）
面外荷重の影響が考えられる部位について，面外荷重が作用する壁の高さ及び床等の拘束有
無を表 3-3 に示す。
施設の重要性，建屋規模及び構造特性を考慮し，上部に床などの拘束がなく，面外荷重（水圧）が作用する使用済燃料プールの壁を評価する。

表 3-3 壁の規模等
項目

対象＊

部位

原子炉建屋（使用済燃料プール）
①−２

高さ
（m）

床等の
拘束有無

11.811

無原子炉建屋（壁地下部）

12.2

有

格納容器圧力逃がし装置格納槽（格納槽部）

15.0

有

タービン建屋（壁地下部）

12.2

有

壁

注記 ＊：下線部は代表を示す。

別紙 1-45

別紙 2

3 次元ＦＥＭモデルを用いた精査

目次
1. 3 次元ＦＥＭモデルを用いた精査の概要

別紙 2-1

2. 非常用ガス処理系配管支持架構のねじれによる影響検討

別紙 2-3

2.1 構造概要

別紙 2-32.2 検討方針

別紙 2-52.3 解析モデル

別紙 2-7

2.4 地震応答解析

別紙 2-82.5 地震応答解析結果

別紙 2-92.5.1 補正比率の算出

別紙 2-92.5.2 地震応答解析結果

別紙 2-9

2.6 評価結果

別紙 2-113. 原子炉建屋の壁の面外慣性力による影響検討

別紙 2-143.1 検討の概要

別紙 2-143.2 検討方針

別紙 2-18

3.3 解析モデル

別紙 2-20

3.4 地震応答解析の概要

別紙 2-22

3.5 地震応答解析結果

別紙 2-28

3.6 面外慣性力に対する壁の断面算定

別紙 2-34

3.6.1 解析モデル及び荷重条件

別紙 2-34

3.6.2 応答補正比率の算出

別紙 2-36

3.6.3 断面の評価部位の選定

別紙 2-37

3.6.4 断面算定方法

別紙 2-39

3.6.5 断面算定結果

別紙 2-40

3.7 検討のまとめ

別紙 2-424. 局所応答による影響検討

別紙 2-43

5. 3 次元ＦＥＭモデルを用いた精査のまとめ

別紙 2-44

補原子炉建屋の壁の面外慣性力による影響検討についての補足

1. 3 次元ＦＥＭモデルを用いた精査の概要
3 次元的な応答特性が想定される部位として，添付書類「Ⅴ-2-12 水平 2 方向及び鉛直方向
地震力の組合せに関する影響評価結果」において，応答特性②−1「面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい可能性がある部位」，応答特性②−2「加振方向以外の方向に励起される振動の影響が大きい可能性がある部位」，3 次元的な応答特性に伴う影響が考えられる部位をそれぞれ抽出し，3 次元ＦＥＭモデルによる精査を行うこととした。
本資料では，精査の概要及び精査の結果を以降に示す。
3 次元ＦＥＭモデルによる精査に用いる地震動を表 1-1 に示す。

別紙 2-12. 非常用ガス処理系配管支持架構のねじれによる影響検討
2.1 構造概要
非常用ガス処理系配管支持架構は，片持ち梁のスパンが東側より西側の方が長く，上部の重心が 4 本の柱の中心から西側にずれている。このため，ねじれ応答が発生する可能性があることから，地震動を水平 2 方向及び鉛直方向に入力した場合の影響検討を実施する。
非常用ガス処理系配管支持架構は，非常用ガス処理系配管を原子炉建屋から主排気筒へ導くための架構であり，平面が南北方向 4.8 m，東西方向 14.9 m，地上高さ 12.8 m の鉄骨造の架構である。
非常用ガス処理系配管支持架構の軸組図を図 2-1 に示す。

別紙 2-3

（a）NS 方向（b）EW 方向
図 2-1 非常用ガス処理系配管支持架構軸組図（単位：mm）

別紙 2-4

2.2 検討方針
非常用ガス処理系配管支持架構について，基準地震動Ｓｓに対する水平 2 方向及び鉛直方向
地震力の組合せに対し，3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析を実施し，架構全体系のねじれの影響を把握し，その影響を考慮しても耐震性に問題のないことを確認する。具体的には，
水平 1 方向及び鉛直方向地震力の組合せにより評価した基準地震動Ｓｓに対する評価結果に対して応答の補正を行い，応答補正した結果，各部材に発生する応力が評価基準値内に収まっていることを確認する。
なお，非常用ガス処理系配管支持架構については，水平 1 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる評価において，3 次元ＦＥＭモデルを使用していることから，架構全体のねじれの影響についてはすでに考慮されている。しかし，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せにおける
3 方向同時入力の影響については，評価に与える影響を確認できていないことから，本検討では，この観点に着目し，検討を行うこととする。
具体的には，梁及びブレースの応答に影響がある節点において，基準地震動Ｓｓに対する最大応答加速度をもとに，3 次元的な応答補正比率 ζ を算出し，1 方向入力の応答補正を行い，耐震性評価への影響検討を行う。応答補正の方法としては，梁及びブレースの断面評価値（発生応力／許容値）に応答補正比率 ζ を乗じて，断面評価値が 1.0 以下であることを確認する。
図 2-2 に検討フローを示す。

別紙 2-5

3 次元モデルによる 1 方向入力

3 次元モデルによる 3 方向同時の地震応答解析

入力の地震応答解析

3 方向同時入力と 1 方向入力での最大応答加速度の比較

応答補正比率ζの算出（3 次元的な応答補正）

応答補正比率ζ＞1.0

NoYes
水平 1 方向及び鉛直方向地震力
原因の推定の組合せによる耐震評価結果の比率補正

断面評価値は 1.0

Yes

を超えないか？
No
詳細検討

検討終了

図 2-2 検討フロー図

別紙 2-6

2.3 解析モデル
非常用ガス処理系配管支持架構については，水平 1 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる評価において，3 次元ＦＥＭモデルを使用していることから，本検討に用いる解析モデルについても同様の解析モデルを用いることとする。非常用ガス処理系配管支持架構の解析モデル図
を図 2-3 に示す。

106

107
109

108
207
258
306

110

210

307

210
309

111
261

112

308

310

211

103
104

212

203
311
312

303

105
205

304

305
101

301

102

302
Z(鉛直方向)Y(NS方向)X(EW方向)（凡例）：水平方向の地盤ばね：鉛直方向の地盤ばね：回転の地盤ばね

図 2-3 非常用ガス処理系配管支持架構の解析モデル図及び評価節点

別紙 2-7

2.4 地震応答解析「2.3 解析モデル」に記載する 3 次元ＦＥＭモデルを用いて，基準地震動Ｓｓのうち，「別
紙 2 表 1-1 評価に用いる地震動」で整理したとおり，Ｓｓ−Ｄ1 に対する地震応答解析を実施する。
3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析は，NS 方向，EW 方向及び鉛直方向の各々に対して行う。また，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響の確認のための応答補正比率
ζ を算出するため，NS 方向，EW 方向及び鉛直方向の 3 方向同時入力による応答評価も併せて実施する。
3 次元ＦＥＭモデルの応答評価に用いる節点の位置（番号）を図 2-3 に示す。

別紙 2-8

2.5 地震応答解析結果
2.5.1 補正比率の算出
3 次元モデルによる 3 次元的な応答性状を踏まえた定量的な耐震評価を行うため，1 方
向入力の応答を補正する応答補正比率ζを算出する。
1 方向入力及び 3 方向同時入力の最大応答加速度を比較し，応答補正比率αを算出する。
また，非常用ガス処理系配管支持架構については，水平 1 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる評価において，3 次元モデルを用いて評価しており，ねじれ振動が考慮されていることから，ねじれ振動の補正係数 β を 1.0 とする。
応答補正比率ζは以下のように算出する。
①応答補正比率αは評価点ごとに定める。
②応答補正比率αは保守的な評価を実施するため，1.0 以上とする。
③応答補正比率ζは，層ごとの各評価点のαの最大値を用いて定め，局所的な応答を踏まえたものとなるよう設定する。
応答補正比率ζの算出式を以下に示す。
評価用の応答補正比率 ζ＝Ｍａｘ(α)×β............................. (1)（Ｍａｘ(α)：層ごとの各評価点のαの最大値）
ここで，3 方向同時入力の応答補正比率＝

3方向同時入力による 最大応答加速度...(2)
1方向入力による最大 応答加速度（但し，ζを算出する場合は，α≧1.0）
ねじれ振動の応答補正比率 β＝1.0................................. (3)2.5.2 地震応答解析結果
地震応答解析で応答値が大きいＳｓ−Ｄ1 に対し，地盤物性の諸元のばらつきを基本ケースとした場合の応答補正比率ζの算定を行う。算定結果を表 2-1 に示す。Ｓｓ−Ｄ1 の応答補正比率 ζ は，1.00〜1.05 の範囲にある。

別紙 2-9

2.6 評価結果
各層の応答補正比率ζを，添付書類「Ⅴ-2-2-17

非常用ガス処理系配管支持架構の耐震性についての計算書」で求めた断面評価値（許容値に対する発生応力の比）に乗じて，補正後の断面評価値を算出した。なお，評価結果は，梁及びブレースの全部材において，断面評価値が最大になる部材を代表部位として記載することとし，梁及びブレースの断面の評価部位を図
2-4 及び図 2-5 に示す。
Ｓｓ−Ｄ1 より算定した各層の応答補正比率 ζ を用いて補正した断面評価値を表 2-2 に示す。
評価の結果，断面評価値が 1.0 を超えないことを確認した。

別紙 2-11

b1
R B1

R G1

2 B1

2 G1

Z(鉛直方向)Y(NS方向)X(EW方向)図 2-4 梁の断面の代表部位

2V y1

2V x

VH

1Vy1
2Vy2

1Vy2

Z(鉛直方向)Y(NS方向)X(EW方向)図 2-5 ブレースの断面の代表部位

別紙 2-12表 2-2 3 次元的な応答特性を踏まえた断面評価：Ｓｓ−Ｄ1
（a）梁
部材符号

断面評価値

応答補正比率

フランジ

ウェブ

ζ

応答補正後
(断面評価値×ζ)
フランジ

ウェブ

Ｒ

Ｇ1

0.191

0.045

1.05

0.201

0.048

Ｒ

Ｂ1

0.034

0.010

1.05

0.036

0.011

2

Ｇ1

0.329

0.083

1.03

0.339

0.086

2

Ｂ1

0.125

0.039

1.03

0.129

0.041

ｂ1

0.109

0.059

1.05

0.115

0.062

（b）ブレース
応答補正比率

応答補正後

ζ(断面評価値×ζ)

0.222

1.05

0.234

2

Ｖｙ1

0.204

1.05

0.215

1

Ｖｙ1

0.358

1.03

0.369

2

Ｖｙ2

0.200

1.05

0.210

1

Ｖｙ2

0.298

1.03

0.307

ＶＨ

0.076

1.05

0.080

部材符号

断面評価値

2

Ｖｘ

2.7 まとめ
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響の確認として，加振方向以外の方向に励起される振動が影響する可能性のある非常用ガス処理系配管支持架構について，評価を行った。
評価の結果，3 次元的な応答性状である応答補正を考慮しても，非常用ガス処理系配管支持
架構の断面評価値は 1.0 を超えないことを確認した。よって，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せにより，非常用ガス処理系配管支持架構が有する耐震性への影響はない。
以上のことから，ねじれ応答が発生する可能性がある非常用ガス処理系配管支持架構については，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる評価を行う部位として抽出しない。

別紙 2-13

3. 原子炉建屋の壁の面外慣性力による影響検討
3.1 検討の概要
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響の評価として，面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響の可能性がある原子炉建屋の壁の検討を実施する。
検討は，複数スパン及び層にまたがって直交方向に壁及び床のない連続した壁について，地震動を水平 2 方向及び鉛直方向に入力した場合の検討を実施する。
原子炉建屋は，主体構造が鉄筋コンクリート造で鉄骨造陸屋根をもつ地下 2 階，地上 6 階の建物である。中央部には，平面が南北方向 45.5 m，東西方向 42.5 m の原子炉建屋原子炉棟（以下「原子炉棟」という。）があり，その周囲には原子炉建屋付属棟（以下「付属棟」という。
）を配置している。
原子炉棟と付属棟は，同一基礎版上に配置した一体構造であり，原子炉建屋の平面は，下部
で南北方向 68.5 m，東西方向 68.25 m のほぼ正方形となっている。基礎底面からの高さは73.08 m であり，地上高さは 56.08 m である。また，原子炉建屋は隣接する他の建屋と構造的に分離されている。
原子炉建屋の基礎は，厚さ 5.0 m のべた基礎で，支持地盤である砂質泥岩上に人工岩盤を介して設置されている。
原子炉棟の中央部には原子炉圧力容器を収容している原子炉格納容器があり，その周囲の一時遮蔽壁（以下「シェル壁（S／W）
」という。
）は上部が円錐台形，下部は円筒形で基礎版から立ち上がっている。シェル壁（S／W）の壁厚は上部で 1.9 m，下部で 1.8 m である。
原子炉棟の外壁（以下「内部ボックス壁（I／W）」という。）は基礎版から屋根面まで連続しており，壁厚は地下部分で 1.5 m，地上部分では 1.5 m〜0.3 m である。また，付属棟の外壁（以下「外部ボックス壁（O／W）」という。）の壁厚は地下部分で 1.5 m，地上部分では 1.5 m〜0.9 m である。建屋は全体として非常に剛性が高く，建屋に加わる地震時の水平力はすべて
これらの耐震壁で負担する。
なお，燃料取替床（EL.46.5 m）には使用済燃料プールが設置されている。
原子炉建屋の概略平面図及び概略断面図を図 3-1 及び図 3-2 に示す。

別紙 2-14

3.2 検討方針
原子炉建屋について，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せに対し，3 次元ＦＥＭモデル
による地震応答解析を実施する。
複数スパン及び層にまたがって直交方向に壁及び床のない連続した原子炉建屋の壁について，
弾性設計用地震動Ｓｄに対する地震応答解析により得られた最大応答加速度の分布から，面外慣性力の影響を確認する。また，水平 1 方向の入力に対する最大応答加速度と 3 方向同時入力
による最大応答加速度を比較し，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響を確認する。
3 次元ＦＥＭモデルによる最大応答加速度の分布から面外慣性力の影響を把握した上で，原子炉建屋の壁を部分的に抽出し，保守的な静的解析モデルに置き換える。面外慣性力による面外応力に対して断面算定を行い，面外慣性力の影響を評価する。
図 3-3 に検討フローを示す

別紙 2-18

3 次元ＦＥＭモデルによる弾性設計用地震動Ｓｄに対する地震応答解析

最大応答加速度分布の確認

1 方向入力及び 3 方向同時入力の最大応答加速度比較

水平 2 方向及び鉛直方向地震力

無の組合せによる影響の有無

有面外慣性力による面外応力に対する断面算定（静的解析モデルによる評価）

水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響を評価

図 3-3 検討フロー

別紙 2-19

検討終了

3.3 解析モデル
原子炉建屋の 3 次元ＦＥＭモデルを構築する。解析モデルを図 3-4 に示す。
モデル化の範囲は，原子炉棟，付属棟及び基礎とする。
耐震壁，補助壁及び床スラブはシェル要素（約 7500 要素），柱及び梁はバー要素（約 1500
要素）
，屋根面の鉄骨ブレースはロッド要素（約 50 要素），基礎はソリッド要素（約 2800 要素）とする。要素の大きさは，各床スラブレベルと対応する位置に節点を設け，高さ方向及び水平方向に 2 m〜3 m 程度とする。
（解析モデルの詳細は，別紙 3「3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析」に示す。
）
検討に用いる解析モデルのケースを表 3-1，使用材料の物性値を表 3-2 に示す。
検討に用いる解析モデルのケースは，質点系モデルと，表 3-1 に示す諸条件を対応させた建屋模擬モデルとする。
地震応答解析には，解析コード「ＭＳＣ ＮＡＳＴＲＡＮ ver.2016.1」を用いる。
表 3-1 解析モデルの検討ケース
モデルケース

床のモデル化地盤のモデル化

コンクリート
剛性の設定

建屋模擬モデル

床柔相互作用考慮

設計基準強度

表 3-2 使用材料の物性値
部位

ヤング係数
（N/mm2）

減衰定数（％）

鉄筋コンクリート部

2.21×1045

鉄骨部

2.05×1052

別紙 2-20

3.4 地震応答解析の概要
3 次元ＦＥＭモデル（建屋模擬モデル）を用いて，弾性設計用地震動Ｓｄに対する地震応答解析を実施する。地震応答解析は線形解析とし，周波数応答解析を用いる。
応答評価位置は，原子炉建屋の EL.46.5 m〜EL.63.65 m とする。応答評価部位を図 3-5，応答評価対象位置及び節点番号図を図 3-6 に示す。
地震動の組合せを表 3-3 に示す。
入力地震動については，線形解析であることから，水平 2 方向の地震力による影響評価は，
弾性設計用地震動Ｓｄを水平 2 方向に組合せた地震力を算定し実施する。具体的には，弾性設
計用地震動Ｓｄ−Ｄ１を水平 2 方向及び鉛直方向に入力した検討を実施する。
したがって，本検討において北面及び南面の応答評価を行う際には，NS 方向に対しては弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１の水平成分を，EW 方向に対しては模擬地震波(基準地震動Ｓｄ−Ｄ１の水平成分の設計用応答スペクトルに適合するよう，位相を変えたもの)をそれぞれ同時入力する。東面及び西面の応答評価を行う際には，その反対で，EW 方向に対しては弾性設計用地
震動Ｓｄ−Ｄ１の水平成分を，NS 方向に対しては模擬地震波をそれぞれ同時入力する。また，
鉛直方向の地震動は，弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１の鉛直成分を水平 2 方向と同時入力する。

別紙 2-22表 3-3 地震動の組合せ（a）北面及び南面の応答評価時

注記

地震動の入力方法

NS 方向

EW 方向

鉛直方向

水平 1 方向入力

Ｓｄ−Ｄ１

−

−

3 方向同時入力

Ｓｄ−Ｄ１

模擬地震波＊

Ｓｄ−Ｄ１＊：弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１の設計用応答スペクトルに適合するが，Ｓｄ−Ｄ１とは位相特性が異なる地震波。
（b）東面及び西面の応答評価時

注記

地震動の入力方法

NS 方向

EW 方向

鉛直方向

水平 1 方向入力

−

Ｓｄ−Ｄ１

−

3 方向同時入力

模擬地震波＊

Ｓｄ−Ｄ１

Ｓｄ−Ｄ１

＊：弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１の設計用応答スペクトルに適合するが，Ｓｄ−Ｄ１とは位相特性が異なる地震波。

別紙 2-27

3.5 地震応答解析結果
3 次元ＦＥＭモデルを用いて，弾性設計用地震動Ｓｄに対する地震応答解析を実施した。
原子炉建屋の壁について，3 方向同時入力における壁面外方向の最大応答加速度分布を図 37 及び図 3-8 に示す。
3 方向同時入力における壁面外方向最大応答加速度は，平面的に中央部で面外にはらむような加速度分布となっており，高さ方向では EL.56.365 m が最大となるような加速度分布となっている。
水平 1 方向入力における最大応答加速度の分布図を図 3-9 及び図 3-10 に示す。また，水平1 方向入力及び 3 方向同時入力の最大応答加速度の比較を図 3-11 に示す。
水平 1 方向についても，3 方向同時入力と同様に，平面的に中央部で面外にはらむような加速度分布となっており，高さ方向では EL.56.365 m が最大となるような加速度分布となっている。
また，3 方向同時入力は，水平 1 方向入力と比べ概ね同等の最大加速度を示し，多少の大小はあるものの概ね同様の最大応答加速度分布を示している。この結果は壁面外方向の地震動が主な影響を与えており，水平直交方向及び鉛直方向地震動は面外応答に与える影響が小さい事を示している。3 方向同時入力の最大応答加速度は水平 1 方向入力に対して，0.92〜1.19 倍程度である。

別紙 2-283.6 面外慣性力に対する壁の断面算定
複数スパン及び層にまたがって直交方向に壁及び床のない連続した壁について，面外慣性力の影響として，原子炉建屋の壁を部分的に抽出し，面外慣性力に対する検討を行う。検討は，静的解析モデルに置き換えて，面外慣性力による面外応力に対して断面算定を行い，面外慣性力の影響を評価する。
評価結果を記載する部位は，面外慣性力によって生じる曲げモーメント及び面外せん断力が最大となる部位とする。
3.6.1 解析モデル及び荷重条件
解析モデルを図 3-12 に示す。解析モデルは静的解析モデルとし，スパン端部の柱を境界条件として，単位幅の両端固定梁に置き換える。荷重としては，弾性設計用地震動Ｓｄ（以下「Ｓｄ地震時」という。）及び基準地震動Ｓｓ（以下「Ｓｓ地震時」という。）による面外慣性
力を等分布荷重として考慮する。Ｓｄ地震時は，Ｓｄ−Ｄ１による面外方向の最大応答加速度（絶対加速度）を用いて静的震度に換算し保守的に評価する。なお，静的震度を算定する際には，地震波による影響及び地盤のばらつきによる影響を考慮するため質点系モデルによる地震応答解析における最大応答加速度より算出した応答補正比率を乗じる。Ｓｓ地震時は，
Ｓｄ地震時の面外慣性力を，質点系モデルによる地震応答解析における最大応答加速度比で係数倍して定める。面外慣性力の算出方法は以下の通りである。

wd

amax
W
g

ws

α wd

ここで，wd： Ｓｄ地震時の面外慣性力（kN/m）

ws： Ｓｓ地震時の面外慣性力（kN/m）

amax ： Ｓd 地震時の 3 方向同時入力における最大応答加速度（kN/m）g： 重力加速度（cm/s2）

W： 壁自重（γ t）（kN/m）

γ ： 単位体積重量（＝24 kN/m3）t： 壁厚（＝0.3 m）

α ： 入力地震動の最大加速度比（870/435＝2.0）

別紙 2-34

3.6.2 応答補正比率の算出
応答補正比率は，添付資料「Ⅴ-2-2-1 原子炉建屋の地震応答計算書」における質点系
モデルを用いた地震応答解析のうち，EL.46.5 m〜EL.63.65 m の質点（質点番号(1)〜(3)）の最大応答加速度により算出する。地震波による影響は基本ケースでのＳｄ−Ｄ１による最大応答加速度に対する，その他の弾性設計用地震動Ｓｄによる最大応答加速度の比，地
盤のばらつきによる影響は基本ケースに対するばらつきケースの比により算出する。
算出した応答補正比率を表 3-4 に示す。

表 3-4 応答補正比率
NS 方向

EW 方向

①
地震波による影響

1.12

1.11

②
ばらつきによる影響

1.06

1.06

地盤＋σ／基本ケース
Ｓｄ−３１

①×②
応答補正比率1.19

1.18

NS 方向は北面及び南面，
EW 方向は東面及び西面に考慮する。

Ｓｓ地震時／Ｓｄ地震時

1.75

1.86

Ｓｓ−３１／Ｓｄ−３１
NS 方向は北面及び南面，
EW 方向は東面及び西面に考慮する。

別紙 2-36

備 考
Ｓｄ−３１／Ｓｄ−Ｄ１

3.6.3 断面の評価部位の選定
応答補正比率を考慮し算出したＳｄ地震時の面外慣性力によって生じる面外応力の一覧を表 3-5 に示す。
表 3-5 より面外慣性力によって生じる面外応力は南面（R 通り）の 7C-8C 通り間の壁で最大となる。

別紙 2-37

3.6.4 断面算定方法「ＲＣ−Ｎ規準」に基づき，曲げモーメント及びせん断力が，短期許容応力度に基づく許容値を超えないことを確認する。
曲げモーメントについては，評価対象部位に生じる曲げモーメント M が次式で算出する
短期許容曲げモーメント MA を超えないことを確認する。
MAa t ft j

ここで，MA：短期許容曲げモーメント（N･mm）

at：引張鉄筋断面積（mm2）ft：引張鉄筋の短期許容引張応力度（N/mm2）j：断面の応力中心間距離で，断面の有効せいの 7/8 倍の値（mm）

面外せん断力については，面外せん断力 Q が次式で算出する許容面外せん断力 QA を超えないことを確認する。
QA

b j α fs

ここで，QA

：許容面外せん断力（N）

b：断面の幅（mm）

j：断面の応力中心間距離で，断面の有効せいの 7/8 倍の値（mm）

α：許容せん断力の割り増し係数（1.0）

fs：コンクリートの短期許容せん断応力度

別紙 2-39

3.6.5 断面算定結果
断面算定結果を表 3-6 に示す。
Ｓｄ地震時において，曲げモーメントに対する検定値が 0.540，せん断力に対する検定
値が 0.207 となり，短期許容応力度を超えないことを確認した。
Ｓｓ地震時において，曲げモーメントに対する検定値が 0.945，せん断力に対する検定
値が 0.363 となり，短期許容応力度を超えないことを確認した。
面外慣性力として，最大応答加速度の絶対値を用いていることや応答補正比率を乗じていること，解析モデルとして保守的なモデルを用いていることなど，保守的な検討をしていることも勘案すれば，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せにより，原子炉建屋の壁が有する耐震性への影響はない。

別紙 2-40

表 3-6 断面算定結果
Ｓｄ地震時

検討ケース

Ｓｓ地震時

厚さ t（mm）×幅 b（mm）

300×1000

有効せい d（mm）

220

配D19@200（1433 mm2）

筋

鉄筋の許容引張応力度 ft（N/mm2）

345

ｺﾝｸﾘｰﾄの許容せん断応力度 fs（N/mm2）

1.06

発生曲げモーメント M（kN･m）

51.4

89.9

許容値 MA（kN･m）

95.2

95.2

検定値 M/MA

0.540

0.945

発生せん断力 Q（kN）

42.2

73.9

許容値 QA（kN）

204

204

検定値 Q/QA

0.207

0.363

可

可

判

定

別紙 2-41

3.7 検討のまとめ
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響の確認として，複数スパン及び層にまたがって直交方向に壁及び床のない連続した壁に対し，面外慣性力の影響について検討を行った。
3 次元ＦＥＭモデルを用いて，弾性設計用地震動Ｓｄに対する地震応答解析を実施し，壁の面外方向の最大応答加速度分布を確認した結果，面外にはらむような加速度分布となっており，
面外慣性力が発生していることを確認したが，水平 1 方向入力による最大応答加速度分布に対し，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる最大応答加速度分布は概ね同傾向であることを確認した。この結果は壁の面外応答に与える影響は，面外方向の地震動が支配的であり，水平直交方向及び鉛直方向地震動は面外応答に与える影響が小さい事を示している。
面外慣性力が発生していることから，原子炉建屋の壁を部分的に抽出し，保守的な静的モデルに置き換えて，面外慣性力による面外応力に対して断面算定を行った。その結果，Ｓｄ地震時及びＳｓ地震時における応力が，短期許容応力を超えないことを確認した。面外慣性力として，最大応答加速度の絶対値を用いていることや応答補正比率を乗じていること，解析モデル
として保守的なモデルを用いていることも踏まえると，面外慣性力により原子炉建屋の壁が有する耐震性への影響はない。
以上のことから，複数スパン及び層にまたがって直交方向に壁及び床のない連続した壁については，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる評価を行う部位として抽出しない。

別紙 2-42

4. 局所応答による影響検討
応答特性②−1 及び②−2 により抽出されなかった耐震評価部位全般に対して，局所的な応答について，弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１及び模擬地震波を用いて，3 次元ＦＥＭモデルによる精査を行った。
精査に当たっては，3 次元ＦＥＭモデルで構築した原子炉建屋の地震応答解析モデルを用いて，
水平 2 方向及び鉛直方向入力時の最大応答加速度を算出し評価することで行った。精査の内容は，別紙 3「3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析」に示す。
3 次元ＦＥＭモデルを用いた精査の結果，原子炉建屋が有する耐震性への影響が小さいことから，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響評価が必要な部位は抽出されなかった。
したがって，水平 2 方向及び鉛直方向地震力を適切に算定するにあたっては，質点系モデルの地震応答解析結果を用いることで，簡易的かつ保守的に評価を行うことが可能であることを確認した。

別紙 2-43

5. 3 次元ＦＥＭモデルを用いた精査のまとめ
3 次元的な応答特性が想定される部位について，3 次元ＦＥＭモデルにより精査を行った。
応答特性②−１「面内方向の荷重に加え，面外慣性力の影響が大きい」部位として，原子炉建屋の壁（燃料取替フロア）について，精査を行った。
応答特性②−２「加振方向遺骸の方向に励起される振動の影響が大きい」部位として，ねじれ応答の影響が懸念される非常用ガス処理系配管支持架構の梁及び壁（鉄骨ブレース）について，精査を行った。
3 次元ＦＥＭモデルを用いた精査の結果，いずれの評価対象部位においても，有している耐震性への影響が小さいと判断できることから，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響が必要な部位は抽出されなかった。
更に，建屋評価部位全般に対し，局所的な応答について，原子炉建屋を対象として，3 次元モデルより，水平 2 方向及び鉛直方向入力時の最大応答加速度を算出し検討することで精査を行った。精査の結果，有している耐震性への影響が小さいと判断できることから，水平 2 方向及び鉛
直方向地震力の組合せによる影響評価が必要な部位は抽出されなかった。
以上のことから，3 次元的な応答特性が想定される部位として抽出された部位については，有する耐震性への影響が小さいと判断できることから，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる評価を行う部位として抽出しない。

別紙 2-44補

原子炉建屋の壁の面外慣性力による影響検討についての補足

1. 概要
本資料では，別紙 2「3. 原子炉建屋の壁の面外慣性力による影響検討」で行った原子炉建屋の壁の面外慣性力に対する検討で記載した評価位置の壁に生じる鉛直方向の加速度を示すものである。
2. 鉛直方向加速度分布
3 次元ＦＥＭモデルを用いた，弾性設計用地震動Ｓｄに対する地震応答解析による鉛直方向入力における鉛直方向の最大応答加速度分布を図 2-1 に示す。
図 2-1 に示すように，鉛直方向加速度は壁の面内方向であり，面内での局所的な増幅はなく，別紙 2「3. 原子炉建屋の壁の面外慣性力による影響検討」において，面外慣性力に対する影響検討において，局所的な鉛直方向の増幅を考慮しない。

別紙 2-補-1

別紙 33 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析

目次
1. 検討概要 .................................................................... 別紙 3-1
1.1 構造概要 .................................................................. 別紙 3-1
1.2 3 次元ＦＥＭモデルによる耐震性評価の方針................................... 別紙 3-5
2. 3 次元ＦＥＭモデルの構築 .................................................... 別紙 3-7
2.1 原子炉建屋の 3 次元ＦＥＭモデル ............................................ 別紙 3-7
2.1.1 モデル化の基本方針

別紙 3-72.1.2 荷重

別紙 3-15

2.1.3 建屋−地盤の相互作用

別紙 3-15

2.2 固有値解析 ............................................................... 別紙 3-18
2.3 観測記録を用いた検討 ..................................................... 別紙 3-21
2.3.1 観測記録を用いた検討の概要

別紙 3-212.3.2 観測記録による解析結果

別紙 3-28

2.3.3 観測記録と解析結果の比較及び考察

別紙 3-28

2.3.4 結論

別紙 3-29

3. 3 次元ＦＥＭモデルによる評価 ............................................... 別紙 3-36
3.1 地震応答解析の概要 ....................................................... 別紙 3-36
3.2 建屋応答性状の把握 ....................................................... 別紙 3-41
3.3 建屋耐震評価への影響検討 ................................................. 別紙 3-62
3.4 床応答への影響検討 ....................................................... 別紙 3-95
3.5 使用済燃料プールのウェル壁の応答増幅による影響検討 ...................... 別紙 3-100
3.5.1 検討概要

別紙 3-100

3.5.2 評価方針

別紙 3-100

3.5.3 評価結果

別紙 3-105

3.5.4 入力地震動の代表性について

別紙 3-108

4. まとめ .................................................................... 別紙 3-110
補 1 観測記録とシミュレ-ション解析の床応答スペクトル（h=1%）の比較
補 2 実剛性を用いたシミュレ-ション解析結果
補 3 3 次元ＦＥＭモデルによるシミュレ-ション解析結果
補 4 検討に用いる地震動の代表性について
補 5 3 次元ＦＥＭモデルによるＳｄ-Ｄ１の地震応答解析結果
補 6 3 次元ＦＥＭモデルによる応答結果の整理
補 7 機器設置位置付近における応答1. 検討概要
建屋の 3 次元的応答性状の把握及び質点系モデルによる地震応答解析の妥当性の確認の観点か
ら，原子炉建屋について 3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析を行い，建屋の局所的な応答を検討する。また，3 次元ＦＥＭモデルによる挙動が，建屋及び機器・配管系の有する耐震性に及ぼす影響を検討する。
1.1 構造概要
原子炉建屋は，主体構造が鉄筋コンクリート造で鉄骨造陸屋根をもつ地下 2 階，地上 6 階の建物である。中央部には，平面が南北方向 45.5 m，東西方向 42.5 m の原子炉建屋原子炉棟（以下「原子炉棟」という。）があり，その周囲には原子炉建屋付属棟（以下「付属棟」という。
）を配置している。
原子炉棟と付属棟は，同一基礎版上に配置した一体構造であり，原子炉建屋の平面は，下部
で南北方向 68.5 m，東西方向 68.25 m のほぼ正方形となっている。基礎底面からの高さは73.08 m であり，地上高さは 56.08 m である。また，原子炉建屋は隣接する他の建屋と構造的に分離されている。
原子炉建屋の基礎は，厚さ 5.0 m のべた基礎で，支持地盤である砂質泥岩上に人工岩盤を介して設置されている。
原子炉棟の中央部には原子炉圧力容器を収容している原子炉格納容器があり，その周囲の壁（以下「シェル壁（S／W）
」という。
）は上部が円錐台形，下部は円筒形で基礎版から立ち上がっている。シェル壁（S／W）の壁厚は上部で 1.9 m，下部で 1.8 m である。
原子炉棟の外壁（以下「内部ボックス壁（I／W）」という。）は基礎版から屋根面まで連続しており，壁厚は地下部分で 1.5 m，地上部分では 1.5 m〜0.3 m である。また，付属棟の外壁（以下「外部ボックス壁（O／W）」という。）の壁厚は地下部分で 1.5 m，地上部分では 1.5 m〜0.9 m である。建屋は全体として非常に剛性が高く，建屋に加わる地震時の水平力はすべて
これらの耐震壁で負担する。
なお，燃料取替床（EL.46.5 m）には使用済燃料プールが設置されている。
原子炉建屋の概略平面図及び概略断面図を図 1-1 及び図 1-2 に示す。

別紙 3-1

1.2 3 次元ＦＥＭモデルによる耐震性評価の方針
原子炉建屋について 3 次元ＦＥＭモデルを構築し，固有値解析や観測記録を用いた解析結果から，同モデルの妥当性を確認する。その上で，3 次元的な応答特性を把握する。また，弾性設計用地震動Ｓｄによる地震応答解析を行い，建屋の平均的な応答や局所的な応答を把握する。
更に，3 次元的な応答特性から建屋及び機器・配管系の耐震評価への影響を確認する。
解析モデルのケースを表 1-1 に示す。解析モデルのケースは，床の柔性，地盤のモデル化を変動要因とする以下の 3 ケースとした。
表 1-1 解析モデルのケース
モデルケース

床のモデル化地盤のモデル化

コンクリート
剛性の設定

建屋模擬モデル

床柔相互作用考慮

設計基準強度比較用モデル

床柔底面鉛直方向固定

設計基準強度

質点系対応モデル

床剛

相互作用考慮

設計基準強度

建屋模擬モデルは，床の柔性を考慮し，地盤のモデル化に相互作用を考慮することで，建屋の実状を模擬したモデルとしている。
比較用モデルは建屋模擬モデルにおける地盤のモデル化「相互作用考慮」を「底面鉛直方向固定」に変更している。
質点系対応モデルは建屋模擬モデルにおける「床柔」を「床剛」に変更することにより。
「床剛，相互作用考慮」の組合せとなり，質点系モデルに対応したモデルとなっている。
これら 3 ケースについて，固有値解析及び地震応答解析を実施し，その結果を比較すること
により，全体的な 3 次元的応答特性，ロッキング振動の影響，ねじれの影響及び床の剛性の影響について検討を実施する。
3 次元ＦＥＭモデルによる耐震性評価フローを図 1-3 に示す。
解析には解析コード「ＭＳＣ ＮＡＳＴＲＡＮ ver.2016.1」を用いる。

別紙 3-5（a）EL.63.65 m（屋根スラブ）（b）EL.46.5 m〜EL.63.65 m（柱，梁及び屋根トラス）（c）EL.46.5 m〜EL.63.65 m（d）EL.38.8 m〜EL.46.5 m

図 2-2（1／3） 各部材のモデル図
別紙 3-9（e）EL.29.0 m〜EL.38.8 m（f）EL.20.3 m〜EL.29.0 m（g）EL.14.0 m〜EL.20.3 m

図 2-2（2／3） 各部材のモデル図

別紙 3-10

（h）EL.8.2 m〜EL.14.0 m（i）EL.2.0 m〜EL.8.2 m（j）EL.−9.0 m〜EL.2.0 m

図 2-2（3／3） 各部材のモデル化

別紙 3-11

2.1.2 荷重
固定荷重，積載荷重，積雪荷重及び機器・配管荷重を考慮する。各部について，質点系
モデルの質量と整合するよう質量を調整する。
このうち，炉内構造物については，質点系モデルで質量として考慮しており，建屋の 3
次元ＦＥＭモデルについても質量として考慮する。
2.1.3 建屋−地盤の相互作用
建屋−地盤の相互作用は，添付書類「Ⅴ-2-2-1 原子炉建屋の地震応答計算書」における質点系モデルのＳｄ-Ｄ１での基礎底面地盤ばね及び側面地盤ばねと整合するよう，地盤をばね要素でモデル化することで考慮する。
基礎底面地盤ばねについては，質点系モデルで考慮したスウェイ，ロッキング及び鉛直
ばねの値を元に，3 次元ＦＥＭモデルの基礎底面の各節点位置に要素面積に応じて離散化する。ただし，鉛直ばねのうち，水平方向加振用は，基礎底面ロッキングばねを元に NS
方向と EW 方向の平均値として設定する。
基礎側面の地盤ばねについては，質点系モデルで考慮している側面水平ばねの値を元に，各質点レベルに対応する各節点位置に要素面積に応じて離散化する。
なお，用いるばね値は，質点系モデルにおけるＳｄ−Ｄ１に対する値とする。
各地盤ばね諸元については表 2-3〜表 2-5 に，底面地盤ばねと側面地盤ばね設置図について図 2-7 に示す。

別紙 3-15

表 2-3 底面地盤ばね定数と減衰係数（水平方向）
NS 方向

EW 方向

地盤ばね

水平底面ばね

ばね定数

減衰係数

ばね定数

減衰係数

6.95×107kN/m

3.58×106
kN･s/m

6.95×107kN/m

3.59×106
kN･s/m

表 2-4 底面地盤ばね定数と減衰係数（上下方向）
UD 方向
地盤ばね
ばね定数

減衰係数

水平方向加振時

2.56×108kN/m

4.20×106
kN･s/m

鉛直方向加振時

1.16×108kN/m

8.50×106
kN･s/m

上下底面ばね表 2-5 側面地盤ばね定数と減衰係数（水平方向）
地盤ばね

EL.
（m）

NS 方向

EW 方向

ばね定数

減衰係数

ばね定数

減衰係数

8.0

6.67×105kN/m

3.01×105
kN･s/m

6.67×105kN/m

3.03×105
kN･s/m2.0

1.76×106kN/m

6.71×105
kN･s/m

1.76×106kN/m

6.67×105
kN･s/m

−4.0

8.58×106kN/m

9.76×105
kN･s/m

8.58×106kN/m

9.76×105
kN･s/m

−9.0

2.18×107kN/m

9.56×105
kN･s/m

2.18×107kN/m

9.56×105
kN･s/m

水平側面ばね別紙 3-16

2.2 固有値解析
建屋模擬モデル（床柔，相互作用考慮），比較用モデル（床柔，底面鉛直方向固定），質点系
対応モデル（床剛，相互作用考慮）の 3 つの解析モデルケースについて，固有値解析を実施した。
各モデルの建屋−地盤連成の 1 次モードにおける固有振動数を表 2-6 に示す。モード図を表2-7 に示す。なお，質点系モデルの固有値解析結果は，Ｓｄ−Ｄ１に対する結果とする。
建屋模擬モデルと比較用モデルとでは，モデル設定において，鉛直方向の建屋−地盤相互作用の考慮の有無に差異がある。両モデルの固有値解析結果を比較すると，建屋−地盤相互作用を考慮した建屋模擬モデルの方が，比較用モデルよりも固有振動数が小さくなる傾向である。
建屋模擬モデルと質点系対応モデルとでは，モデル設定において，床を柔とするか剛とするかに差異がある。両モデルの固有値解析結果を比較すると，床を剛とした質点系対応モデルの方が建屋模擬モデルよりも固有振動数が大きくなる傾向である。
質点系対応モデルと質点系モデルとでは，補助壁のモデル化に差異がある。質点系対応モデ
ルでは，補助壁をモデル化しているが，質点系モデルではモデル化していない。両モデルの固有値解析結果を比較すると，補助壁をモデル化した質点系対応モデルで剛性が質点系モデルより大きくなり，固有振動数も大きくなる傾向が見られる。
上記のモデル設定の差と固有値解析結果で得られた固有振動数の関係については，工学的に類推される結果と対応しており，各モデルの設定は妥当なものと考えられる。

別紙 3-18

表 2-6 固有値解析結果
振動数（Hz）
方向

建屋模擬
モデル

比較用
モデル

質点系対応
モデル

質点系
モデル

NS

2.45

3.08

2.63

2.54

EW

2.38

2.95

2.60

2.53

UD

3.72

9.04

3.81

3.78

別紙 3-19

表 2-8 使用材料の物性値
部位

ヤング係数
（N/mm2）

減衰定数（％）

鉄筋コンクリート部

2.21×1045

鉄骨部

2.05×1052

表 2-9 底面地盤ばね定数と減衰係数（水平方向）
NS 方向

EW 方向

地盤ばね

水平底面ばね

ばね定数

減衰係数

ばね定数

減衰係数

6.95×107kN/m

3.58×106
kN･s/m

6.95×107kN/m

3.59×106
kN･s/m

表 2-10 底面地盤ばね定数と減衰係数（鉛直方向）
UD 方向
地盤ばね
ばね定数

減衰係数

水平方向加振時

2.55×108kN/m

4.18×106
kN･s/m

鉛直方向加振時

1.16×108kN/m

8.49×106
kN･s/m

上下底面ばね表 2-11 側面地盤ばね定数と減衰係数（水平方向）
地盤ばね

EL.
（m）

NS 方向

EW 方向

ばね定数

減衰係数

ばね定数

減衰係数

8.0

6.28×105kN/m

2.74×105
kN･s/m

6.28×105kN/m

2.74×105
kN･s/m2.0

1.59×106kN/m

5.98×105
kN･s/m

1.59×106kN/m

6.03×105
kN･s/m

−4.0

8.27×106kN/m

9.58×105
kN･s/m

8.27×106kN/m

9.56×105
kN･s/m

−9.0

2.14×107kN/m

9.49×105
kN･s/m

2.14×107kN/m

9.48×105
kN･s/m

水平側面ばね別紙 3-222.3.2 観測記録による解析結果
2011 年東北地方太平洋沖地震の解放基盤波を用いて 3 次元ＦＥＭモデル（建屋模擬モデル）による解析を実施する。
EL.46.5 m，EL.29.0 m，EL.14.0 m 及び EL.−4.0 m の地震計位置での観測記録及び解析
結果の加速度応答スペクトルの比較を表 2-12 に示す。なお，観測記録と比較するための解析結果は 3 方向同時入力による結果とし，地震計位置近傍の節点のものを用いる。また，添付書類「Ⅴ-2-2-1 原子炉建屋の地震応答計算書」で用いた質点系モデルによるシミュ
レーション解析結果も併せて示す。
2.3.3 観測記録と解析結果の比較及び考察
観測記録，質点系モデルによるシミュレーション解析結果，3 次元ＦＥＭモデルによる解析結果を比較すると，NS 方向については，やや 3 次元ＦＥＭモデルによる解析結果が他に比べ大きめとなる傾向にあるが，質点系モデルによるシミュレーション解析結果及び
3 次元ＦＥＭモデルによる解析結果は観測記録のスペクトル形状と概ね対応している。
EW 方向について，3 次元ＦＥＭモデルによる解析結果は 0.4 秒〜0.5 秒付近におけるピークを大きく評価しているが，その他の周期帯においては比較的よく整合している。
EL.46.5 m では，0.1 秒付近より短周期側の周期帯において，質点系モデルによるシミュ
レーション解析結果に比べ観測記録が大きくなっている。3 次元ＦＥＭモデルの解析結果
については，若干小さめではあるものの応答スペクトルの傾向は再現できている。
鉛直方向について，全体的に 3 次元ＦＥＭモデルによる解析結果が大きくなる傾向にはあるが，両モデルでの解析結果は観測記録のスペクトル形状と概ね対応している。
EW 方向において，解析結果と観測記録とで差異が生じる要因としては，以下が考えられる。
①

0.4〜0.5 秒付近の周期帯において大きなピークが生じる要因
・0.4〜0.5 秒付近の周期帯は，建屋−地盤連成系における 1 次固有周期付近の周期帯である。原子炉建屋の地震応答解析モデルは，補足説明資料「地震応答解析
における既工認との比較」の別紙「原子炉建屋の地震応答解析モデルについて」で示すように，①人工岩盤を解析モデルに反映していないことにより，短周期成分を中心にやや大きくなっていること，②側面の地盤回転ばねを無視していることの影響は軽微であることを確認しており，③その他の要因としては，ばらつきをもつ不均質な地盤を平均的な成層モデルに仮定していることが差異の生じる要因と考えられる。

②

0.1 秒付近より短周期側の周期帯で観測記録が大きくなる要因
・3 次元ＦＥＭモデルにおける水平及び鉛直の各方向の入力による EL.46.5 m でのEW 方向成分の床応答スペクトルを表 2-13 に示す。NS 方向入力による EW 方向成分の応答はいずれの位置でも比較的小さく，位置による差はほとんどない。また，
EW 方向入力による EW 方向成分の応答についても，位置によって大きな差はなく，
別紙 3-28

質点系モデルによる結果ともよく整合している。しかし，UD 方向入力による EW
方向成分の応答は，応答評価点①及び②では比較的小さいが，応答評価点③〜⑤においては 0.1 秒付近で大きな応答が生じている。各方向の入力による EW 方向成分の応答を時刻歴で足し合わせた 3 方向入力による応答は，応答評価点①及び②では，EW 方向入力及び質点系モデルによるシミュレーション解析結果と大きな差は生じていないが，応答評価点③〜⑤では，短周期側で増幅しており，観測記録に近いスペクトル形状を示している。
・観測記録において短周期側で応答の増幅が生じている EL.46.5 m の下階のEL.38.8 m における 3 次元ＦＥＭモデル及び質点系モデルによるシミュレーショ
ン解析の床応答スペクトルを表 2-14 に示す。EL.38.8 m では，位置によるスペク
トル形状の差はほとんどなく，1 方向入力と 3 方向入力による結果も差はわずかであり，EL.46.5m で見られるような局所的な応答は生じていない。
・以上より，観測記録で見られる短周期側の増幅は，鉛直方向の入力により生じる
EW 方向の応答によるものであり，EL.46.5 m において生じているものであると考えられる。質点系モデルによるシミュレーション解析結果においては他方向からの入力による応答を評価することができないため，観測記録と差異が生じたと考えられる。
・原子炉建屋 3 次元ＦＥＭモデルのモード図（EW 方向断面図）を図 2-13 に示す。
地震計位置及び西面中央付近において，鉛直方向入力による EW 方向応答の励起が生じる 0.1 秒付近に，東西のオペフロ面が外側にはらみ出すようなモード（10.06 Hz）があり，EW 方向の応答が大きくなる要因の一つと考えられる
2.3.4 結論
以上から，建屋模擬モデルによる解析結果は，一部の周期帯に差異が認められるものの，観測記録と概ね対応しており，スペクトル形状を再現できている。
この結果は，加速度計位置周辺である I／W 位置の北西部を中心とした比較であることから，「補 3 3 次元ＦＥＭモデルによるシミュレーション解析結果」にて各階の評価点を増し，内部ボックス壁，外部ボックス壁及びシェル壁の壁隅部及び中間部も対象とし 3 方
向同時入力時の応答性状の把握の観点から加速度応答スペクトルを示し，建屋応答性状の分析を行った。その結果，NS 方向，EW 方向ともに，耐震壁が I/W のみとなる６階(オペフロ／EL.46.50 m）以上では，壁中央の節点では，面外方向の加速度応答が大きくなるが，６階より下の階では面外方向の加速度応答も含め，３次元ＦＥＭの出力位置による結果に大きな違いはなく，各階で概ね一致した応答スペクトルとなっている。
3 次元ＦＥＭ応答の質点系モデル応答との比較においても面内方向の加速度応答に大きな違いはなく，中央の節点の面外方向の加速度応答についても重要施設のある６階より下の階では質点系モデル応答と整合が取れている。
よって，以降の原子炉建屋の 3 次元応答性状の影響検討については，建屋模擬モデルを用いることとする。また，観測記録と質点系モデルの結果の比較で確認した局所的な応答と考えられる応答の影響については，以降で検討する。
別紙 3-293. 3 次元ＦＥＭモデルによる評価
3.1 地震応答解析の概要
原子炉建屋の 3 次元的な応答性状を把握し，それらが建屋耐震評価及び床応答へ及ぼす影響を検討するため，建屋模擬モデル（床柔，相互作用考慮），比較用モデル（床柔，底面鉛直方向固定）及び質点系対応モデル（床剛，相互作用考慮）の 3 つの 3 次元ＦＥＭモデルを用いて，弾性設計用地震動Ｓｄに対する地震応答解析を実施する。
3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析は弾性応答解析としていることから，地震動は一次元波動論に基づき，解放基盤表面レベル（EL.−370 m）で定義される弾性設計用地震動Ｓｄ−
Ｄ１に対する建屋基礎底面及び側面地盤ばねレベルでの地盤の応答を，地盤ばねを介して入力
し，3 次元的応答性上の把握を行う。
入力地震動Ｓｄ−Ｄ１を図 3-1 に示す。
3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析は，NS 方向，EW 方向及び鉛直方向の各々に対して行う。また，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響の確認として，NS 方向，EW
方向及び鉛直方向の 3 方向同時入力による応答評価も併せて実施する。
3 次元ＦＥＭモデルの応答評価位置を図 3-2，3 次元ＦＥＭモデルの評価点に対応する質点系モデルの質点を図 3-3 に示す。
3 次元ＦＥＭモデルの応答評価位置は，地震計設置階に対応する床における耐震壁位置（O／W，I／W 及び S／W）の点のうち，対称性及び建屋形状を考慮した代表点を抽出した。

別紙 3-363.2 建屋応答性状の把握
建屋模擬モデル（床柔，相互作用考慮），比較用モデル（床柔，底面鉛直方向固定）及び質点系対応モデル（床剛，相互作用考慮）の 3 つの 3 次元ＦＥＭモデルを用いて，図 1-3 の評価
フローに基づき，建屋応答特性の把握を行う。
具体的には，以下の(1)〜(4)の応答特性について，分析・考察する。
(1)基礎のロッキング振動による鉛直方向応答への影響：建屋模擬モデル−比較用モデル間で比較。
(2)鉛直軸回りのねじれ振動の影響：建屋模擬モデルの加振方向及び直交方向の応答で比較。
(3)床柔性の影響：建屋模擬モデル−質点系対応モデル間で比較。
(4)水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響：建屋模擬モデルの水平 1 方向入力と 3
方向同時入力で比較。
(1) 基礎のロッキング振動による鉛直方向応答への影響
基礎のロッキング振動による鉛直方向応答への影響は，相互作用を考慮している建屋模擬モデル（床柔，相互作用考慮）及び相互作用を考慮していない比較用モデル（床柔，底面鉛直方向固定）の水平方向の入力による鉛直方向応答を比較することで検討する。なお，
鉛直方向応答は，水平加振時の鉛直方向応答＋鉛直加振時の鉛直方向応答により求めるが，水平方向の入力による鉛直方向応答を比較するため，鉛直加振時の鉛直方向応答はいずれのモデルも建屋模擬モデルによる結果を用いる。
応答比較に用いる評価点は，ロッキング振動の影響が出やすいと考えられる建屋端部の評価点 No.5698（EL.−4.0 m），No.20632（EL.14.0 m）及び No.20948（EL.29.0 m）を抽出した。
検討結果を表 3-1 に示す。
表 3-1 より，全ての評価点において，建屋模擬モデル及び比較用モデルの応答を比較す
ると，モデル間の差分は小さく，基礎のロッキング振動による影響は小さい。また，建屋模擬モデルの応答がやや大きいことから，建屋模擬モデルを検討対象モデルとすることは保守的である。

別紙 3-41(2) 鉛直軸回りのねじれの影響
鉛直軸回りのねじれの影響は，建屋模擬モデル（床柔，相互作用考慮）の地震応答解析
により確認する。
応答評価点は，平面形状よりねじれの影響が出やすいと考えられる No.20632（EL.14.0m）及び No.20948（EL.29.0 m）について抽出し，加振方向と加振直交方向の応答を比較する。
水平加振時の応答比較を表 3-2 に示す。
表 3-2 より，選定した評価点において，加振直交方向の応答は発生しているものの加振方向の応答と比較して十分に小さくなっている。したがって，水平 1 方向入力を考慮する
場合，加振方向の応答に対して設計を行えば，耐震安全性上問題にはならないと考えられるが，水平 2 方向の入力を考えた場合，ねじれ応答の影響による応答が増幅する可能性がある。
以上より，水平 2 方向の入力によるねじれ応答の影響は「(4) 水平 2 方向及び鉛直方
向地震力の組合せの影響」において確認する。

別紙 3-45(3) 床柔性の影響
床柔性の影響は，床の柔性を考慮した建屋模擬モデル（床柔，相互作用考慮）と床を剛とした比較用モデル（床剛，相互作用考慮）を比較することにより確認する。応答を比較する評価点は，平面的に広い EL.14.0 m の評価点 No.10462，No.10481 の建屋端部及び中心部とする。
建屋模擬モデル及び質点系対応モデルの比較結果を表 3-3 に示す。
表 3-3 より，建屋模擬モデル及び質点系対応モデルを比較すると，概ね同等もしくは質点系対応モデルにおいてピーク値がやや低減されることから，建屋模擬モデルを検討対象とすることは保守的である。

別紙 3-48

(4) 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響
a．地震動の入力方法
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響の確認として，建屋模擬モデルに
弾性設計用地震動Ｓｄを水平 2 方向及び鉛直方向に同時に入力（3 方向同時入力）した場
合について検討する。
地震動の組合せを表 3-4 に示す。
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組み合わせによる影響検討は，弾性設計用地震動Ｓｄ
を水平 2 方向及び鉛直方向に組合せた地震力に対して実施する。具体的には，弾性設計
用地震動Ｓｄ−Ｄ１を水平 2 方向及び鉛直方向に入力した検討を実施する。
ただし，全く同じ地震動が同時に水平 2 方向に入力されることは現実的ではないことから，弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１については，水平 2 方向の地震動のうち NS 方向には
弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１の水平方向成分を入力し，直交する EW 方向は弾性設計用地
震動Ｓｄ−Ｄ１の設計用応答スペクトルに適合するが，Ｓｄ−Ｄ１の水平方向成分とは位相特性の異なる模擬地震波を入力する。また，鉛直方向の地震動は，弾性設計用地震動
Ｓｄ−Ｄ１の鉛直方向成分を入力する。
したがって，本検討においては，NS 方向に対しては弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１の水
平成分を，EW 方向に対しては模擬地震波(基準地震動Ｓｄ−Ｄ１の水平成分の設計用応答スペクトルに適合するよう，位相を変えたもの)をそれぞれ入力する。また，鉛直方向の地震動は，弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１の鉛直方向成分を入力する。3 方向同時入力による応答は，水平 2 方向及び鉛直方向の 1 方向入力による地震応答解析で算出された各成分の応答を，時刻歴で足し合わせることにより算出する。応答算出の考え方を図 3-4 に示す。

別紙 3-50

b．水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響の確認
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響の確認は，表 3-4 の地震動を対象に，NS 方向に入力した場合及び EW 方向に入力した場合の応答と，3 方向同時入力した場合の応答とを比較することにより実施する。
応答を比較する評価点は，地震計設置階である EL.−4.0 m，EL.14.0 m，EL.29.0 m 及び EL.46.5 m の床における耐震壁位置（O／W，I／W 及び S／W）の点のうち，対称性及び建屋形状を考慮した代表点を抽出した。
比較した結果を表 3-5 に示す。
表 3-5 より，EL.46.5 m の評価点 No.6645 及び 11366 を除く評価点においては，3 方向
同時入力時の方が若干応答が大きくなる点もあるものの，1 方向入力時及び 3 方向入力
時の応答の差は小さく，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響はほとんどないことを確認した。
EL.46.5 m の評価点 No.6645 及び 11366 では，NS 方向については 1 方向入力時及び 3
方向入力時の応答は概ね一致しているが，EW 方向では「2.3観測記録を用いた検討」

で見られた 0.1 秒付近の周期帯における応答増幅が生じている。また，表 3-6 に示す直下階である EL.38.8 m やその他の床レベルでは，EL.46.5 m で見られるような増幅はほとんど生じていない。したがって，EW 方向における 0.1 秒付近の応答増幅は，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる EL.46.5 m における局所的な応答であると考えられる。EL.46.5 m における影響検討は「別紙 4 機器・配管系に関する説明資料」で行う。
「(2) 鉛直軸回りのねじれの影響」では，水平 2 方向の入力を考えた場合に，ねじれの影響によって相互に応答増幅する可能性が示唆されたが，ねじれ振動の影響による応答増幅は見られなかった。
原子炉建屋の質点系モデルを用いた耐震検討では，ねじれ振動を考慮せず，水平 1 方
向入力時の入力方向の応答に対する検討を行っているが，本検討により，ねじれを考慮しないことは妥当と考えられる。

別紙 3-52(5) まとめ
建屋模擬モデル，比較用モデル及び質点系対応モデルを用いて地震応答解析を実施し，応答性状について分析・考察を行った。
基礎のロッキング振動による鉛直方向への影響について，建屋模擬モデルと比較用モデ
ルでの応答比較をした結果，ロッキング振動の影響はほとんど見られないこと，及び建屋模擬モデルにより保守的な評価が可能であることを確認した。
床柔性の影響について，建屋模擬モデルと比較用モデルでの応答比較をした結果，建屋模擬モデルにより保守的な評価が可能であることを確認した。
鉛直軸回りのねじれ振動の影響及び水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せの影響について，建屋模擬モデルを用いて検討した結果，3 方向同時入力と 1 方向入力時での応答の差異がほとんどないことから，1 方向入力時の応答に対し，これらの影響がほとんどない
ことを確認した。ただし，EL.46.5 m の EW 方向においては，水平 2 方向及び鉛直方向の組合せによる影響と考えられる局所的な応答が生じるため，「別紙 4

機器・配管系に関する説明資料」で影響検討を行う。
以上の 3 次元的な応答特性に関する分析・考察を踏まえて，次節以降では建屋模擬モデ
ルを用いて，局所的な応答による建屋耐震評価及び床応答への影響を検討する。

別紙 3-613.3 建屋耐震評価への影響検討(1) 検討方針
建屋耐震評価への影響検討として，3 次元ＦＥＭモデルの応答及び質点系モデルの応答を比較する。
検討において，両モデルともに弾性設計用地震動Ｓｄに対する地震応答解析を実施し，以下の 2 項目について検討を行う。
①建屋模擬モデル（3 次元ＦＥＭモデル）及び質点系モデルの最大応答値（最大応答加速度）の比較検討
②3 次元的な応答特性（応答補正率）を考慮した建屋影響検討
なお，質点系モデルは添付書類「Ⅴ-2-2-1 原子炉建屋の地震応答計算書」に記載の原子炉建屋の地震応答解析モデルと同じである。
(2) 建屋模擬モデル（3 次元ＦＥＭモデル）及び質点系モデルの最大応答値（最大応答加速度）の比較検討
建屋模擬モデル及び質点系モデルの最大応答加速度の比較を行い，3 次元的な影響について確認する。
評価にあたっては，質点系モデルの全質点での応答を評価対象とし，質点系モデルの各質点に対応する 3 次元ＦＥＭモデルの節点としては，図 3-5 に示す節点とした。
比較検討結果を図 3-6 に示す。
両モデル間で，最大応答加速度は概ね対応しているが，建屋模擬モデルは 3 次元的な応答性状が考慮されているため，完全には一致しない。
したがって，以降の「3 次元的な応答特性（応答補正率）を考慮した建屋影響検討」により，建屋への影響検討を実施する。

別紙 3-62(3) 3 次元的な応答特性（応答補正率）を考慮した建屋影響検討(2)の結果を踏まえて，質点系モデルに対して，3 次元ＦＥＭモデルを用いて 3 次元的な応答補正を考慮し，建屋耐震評価への影響検討を実施する。
評価に当たっては，質点系モデルにおいて，基準地震動Ｓｓに対する層レベルでの評価を行う部位を対象とし，3 次元ＦＥＭモデルにおける当該部での代表的な節点を複数節点選定する。
図 3-7 に検討フローを示す。
選定した 3 次元ＦＥＭモデルでの評価点において，弾性設計用地震動Ｓｄに対する最大応答加速度をもとに，3 次元的な応答補正比率ζを算出し，質点系モデルの基準地震動
Ｓｓに対する応答補正を行い，耐震評価への影響検討を行う。
具体的には，質点系モデルの基準地震動Ｓｓに対する最大応答せん断力 Q に応答補正比率ζを乗じて，3 次元的な応答特性を踏まえたせん断力を算定する。得られたせん断力を質点系モデルの各層のせん断スケルトンカーブ上にプロットし，せん断ひずみが評価基準
値（2.0×10-3）を超えないことを確認する。ここで，第 1 折点を超える場合は，エネルギ
一定則によりせん断ひずみを評価する。エネルギ一定則によるせん断ひずみの評価方法を
図 3-8 に示す。せん断ひずみを確認した結果，せん断ひずみが評価基準値を超えるものは
詳細検討を実施する。
評価において用いた 3 次元ＦＥＭモデルにおける応答評価位置を図 3-5 に，質点系モデ
ルでの評価部位を図 3-9 に示す。

別紙 3-66

Q
弾性直線状において，現設計による応答結果に応答補正比率を乗じる。

応答補正比率を乗じる

γQ
応答補正比率を乗じた際，第一折点を応答補正比率超える場合，弾性直線の延長線上にを乗じる

補正後の評価結果をプロットする。
その後，エネルギ一定則で，評価線分上にプロットする。

γ

Q
応答補正比率現設計において第一折点を超えているを乗じる

場合は，エネルギ一定則で弾性直線の延長に戻した後，補正比率を乗じる。
（以下，上記に準じる。
）

γ
図 3-8 エネルギ一定則によるせん断ひずみの評価方法

別紙 3-68

EL.
(m)
1
63.65
2

57.00

3

46.50

4

38.80

5

34.70

6

29.00

7

20.30

8

14.00

2.00
-4.00

(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
地盤ばね
(8)

Ｋ1

(9)
10

Ｋ2

(10)
11

Ｋ3

9

8.20

(1)

(11)
12
Ｋ5

-9.00

Ｋ4

Ｋ6

：評価要素
図 3-9 質点系モデルの評価部位

別紙 3-69

a．応答補正比率の算出
3 次元ＦＥＭモデルによる 3 次元的な応答性状を踏まえた定量的な耐震評価を行うため，質点系モデルの応答を補正する応答補正比率ζを算出する。
原子炉建屋については，質点系モデルにおいて，3 次元的な応答性状を考慮した 3 方
向同時入力の解析ができないことから，建屋模擬モデルにおいて，1 方向入力及び 3 方
向同時入力の最大応答加速度を比較し，応答補正比率αを算出する。
また，質点系モデルにおいて，ねじれ振動を考慮していないことから，建屋模擬モデ
ル及び質点系モデルと諸条件を整合させた質点系対応モデルの最大応答加速度を比較し，応答補正比率βを算出する。
得られたα及びβを乗じて，建屋評価用の応答補正比率ζを以下のように算出する。
①応答補正比率α及びβはそれぞれ評価点ごとに定める。
②応答補正比率α及びβは保守的な評価を実施するため，それぞれ 1.0 以上とする③応答補正比率ζは，層ごとの各評価点のα×βの最大値を用いる。
応答補正比率ζの算出式を以下に示す。
建屋評価用の応答補正比率ζ＝Max(α×β) …(1)式（Max（α×β）：層ごとの各評価点のα×βの最大値）
ここで，3 方向同時入力の応答補正比率α＝

3 方向同時入力による最大応答加速度
1 方向入力による最大応答加速度… 2 式（ただし，ζを算出する場合は，α 1.0）
ねじれ振動の応答補正比率β＝

建屋模擬モデルの最大応答加速度
質点系対応モデルの最大応答加速度… 3 式（ただし，ζを算出する場合は，β 1.0）
応答補正比率α，β，ζの算定結果を表 3-7〜表 3-12 に示す。応答補正比率ζは1.02〜1.32 の範囲にある。

別紙 3-70b．評価結果
各層の応答比率を乗じた最大応答せん断力及び最大せん断ひずみを表 3-13 に示す。
補正後の応答をプロットしたせん断スケルトンカーブを図 3-10 及び図 3-11 に示す。
質点系モデルの最大応答せん断力 Q に応答補正比率ζを乗じて，水平 2 方向及び鉛直
方向地震力の組合せによる影響及び 3 次元的な応答特性を踏まえたせん断ひずみを評価した結果，NS 方向及び EW 方向ともに全ての層において，評価基準値（2.0×10-3）を超えないことを確認した。
以上のことから，原子炉建屋については，3 次元的な応答特性による応答補正を考慮しても，建屋が有する耐震性への影響はないことを確認した。

別紙 3-89

表 3-13

3 次元的な応答特性を踏まえたせん断力及びせん断ひずみ（a）NS 方向要素
番号

質点系モデルの最大応答値（Ｓｓ）
Q
γ（×105 kN） （×10-3）

応答補正
比率ζ

応答補正後
（最大応答値×ζ）
Q
γ（×105 kN） （×10-3）

地震動

1

0.212

0.084

Ｓｓ−２１

1.31

0.278

0.110

2

0.396

0.158

Ｓｓ−２１

1.14

0.452

0.180

3

0.989

0.051

Ｓｓ−３１

1.32

1.31

0.067

4

1.83

0.169

Ｓｓ−３１

1.28

1.95

0.227

5

2.50

0.452

Ｓｓ−３１

1.26

2.67

0.637

6

3.54

0.259

Ｓｓ−３１

1.21

3.80

0.333

7

4.63

0.367

Ｓｓ−３１

1.11

4.85

0.424

8

5.96

0.164

Ｓｓ−３１

1.09

6.50

0.179

9

6.77

0.158

Ｓｓ−３１

1.03

6.97

0.163

10

7.57

0.177

Ｓｓ−３１

1.04

7.87

0.184

（b） EW 方向

要素
番号

質点系モデルの最大応答値（Ｓｓ）
Q
γ
5（×10 kN） （×10-3）

応答補正
比率ζ

地震動

応答補正後
（最大応答値×ζ）
Q
（×105
kN）

γ
（×10-3）

1

0.214

0.091

Ｓｓ−２２

1.19

0.255

0.108

2

0.398

0.169

Ｓｓ−２２

1.19

0.442

0.202

3

0.989

0.070

Ｓｓ−３１

1.24

1.23

0.086

4

1.79

0.138

Ｓｓ−３１

1.18

2.10

0.162

5

2.53

0.298

Ｓｓ−３１

1.23

2.79

0.396

6

3.56

0.259

Ｓｓ−３１

1.20

3.84

0.332

7

4.63

0.468

Ｓｓ−３１

1.10

4.83

0.535

8

6.07

0.235

Ｓｓ−３１

1.07

6.19

0.255

9

6.83

0.163

Ｓｓ−３１

1.04

7.10

0.170

10

7.71

0.184

Ｓｓ−３１

1.02

7.86

0.188

別紙 3-903.4 床応答への影響検討
3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析結果から，3 次元的挙動が床応答に及ぼす影響について検討する。
評価部位は，図 3-2 における各レベルの I／W 位置の北西部とする。
評価にあたっては，3 次元ＦＥＭモデルにおける 1 方向入力及び 3 方向同時入力時の床応答の比較，並びに質点系モデル及び 3 次元ＦＥＭモデルの床応答を比較し，3 次元的な応答特性の影響を確認する。
ここで，1 方向入力及び 3 方向同時入力時の床応答の比較については，「3.2(4) 水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響」にて検討しており，各レベルにおいて 3 方向同時入力による影響はほとんどないことを確認している。
質点系モデル及び 3 次元ＦＥＭモデルの床応答の比較について，地震動の入力は質点系モデ
ルで 1 方向入力していることから，3 次元ＦＥＭモデルにおいても 1 方向入力で比較する。
表 3-14 に比較結果を示す。
質点系モデルの応答と建屋模擬モデルの応答は概ね同等であることが確認できた。
以上のことから，3 次元的な応答特性を踏まえても，原子炉建屋における質点系モデルの応答は，妥当な応答となることが確認できた。
この結果は，I／W 位置の北西部での比較であり，また 3 次元ＦＥＭモデルにおいても 1 方向
入力を行っていることから，「補 5 Ｓｄ−Ｄ１に対する 3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解
析」にて各階の評価点を増し，内部ボックス壁，外部ボックス壁及びシェル壁の壁隅部及び中間部も対象とし 3 方向同時入力時の応答性状の把握の観点から加速度応答スペクトルを示し，建屋応答性状の分析を行う。
なお，「3.2 建屋応答性状の把握」で確認したように，EL.46.5 m の EW 方向については，水平 2 方向及び鉛直方向地震力の組合せによる影響で局所的な応答が生じるため，「別紙 4 機器・配管系に関する説明資料」において，その影響について検討を行う。

別紙 3-953.5 使用済燃料プールのウェル壁の応答増幅による影響検討
3.5.1 検討概要
東北地方太平洋沖地震の地震観測記録では，オペフロにおける EW 方向の床応答加速度
スペクトルの 10 Hz 付近が増幅することが確認されている。なお，建屋全体の３次元ＦＥ
Ｍモデル（以下「建屋全体モデル」という）を用いた建屋応答の分析より，鉛直地震力により EW 方向の 10 Hz 付近の応答が増幅することを確認している。
一方，使用済燃料プールは，水平方向と鉛直方向の地震力の組合せに対し，組合せ係数法を用いた応力解析を実施し耐震健全性を確認している。
本検討では，オペフロにある使用済燃料プールに対して，鉛直地震力による EW 方向の応答増幅に対する影響検討を実施する。
3.5.2 評価方針
(1) 評価対象部位及び応力成分
建屋全体モデルによる固有値解析により，EW 方向の応答が励起される振動モードは，
ウェル壁がプールゲート部を境に東西に開閉するモードである。
ウェル壁の上部が東西方向に変形する挙動（開閉モード）により，ウェル壁には壁面内の曲げモーメントが作用し，ウェル壁下部に曲げに伴う局所応力が生じる。この局所応力
は，ウェル壁のプールゲートに面した側面では曲げに伴う鉛直方向の引張力，プールゲー
ト底部には水平方向の引張力が作用する。
本検討では，使用済燃料プールのうち鉛直地震力による EW 方向の応答増幅が与える影
響の最も大きな部位としてウェル壁下部を抽出し，建屋全体モデルを用いた地震応答解析
結果から，鉛直地震力によりウェル壁脚部に生じる鉛直方向引張力と水平方向引張力に与える影響について確認する。評価対象とする部位を図 3-12 に，評価する応力成分を図 313 に示す。

別紙 3-100

(2) 評価方法
評価は，使用済燃料プールの耐震評価に用いた応力解析モデル（以下「耐震評価モデ
ル」という）により算出した応力に，建屋全体モデルにより求めた鉛直地震力により励起された軸方向引張力の増幅を考慮しても，発生応力が許容限界以下となることを確認す
る。
a.

応答増幅の確認
建屋全体モデルによる地震応答解析を行い，ウェル壁に発生する EW 方向単独入力時の応力と鉛直方向単独入力時の応力を比較し応答増幅率を算出する。なお，検討に用いる入力地震動は，対象とする短周期成分を含む地震動とし，Ｓｄ−Ｄ１とする。応答増幅率を算出する評価対象要素を図 3-14 に示す。
建屋全体モデルによる応答増幅率は以下により算出する。

応答増幅率＝(EW 方向単独入力時の発生応力＋開閉モードによる応力増分)
EW 方向単独入力時の発生応力

また，鉛直方向単独入力時の応力増分の算出方法を以下に示す。また，算出方法の概念図を図 3-15 に示す。
1)

プールゲート部側面下端
1a：各時刻における評価対象要素を含む同一高さの 3 要素の平均鉛直軸方向力を算出する。
1b：各時刻における評価対象要素の鉛直軸方向力から，「1a」の平均鉛直軸方向力を減ずる。
1c：「1b」の時刻歴最大値を，ウェル壁面内曲げモーメントによる鉛直軸方向力増分(3 次元挙動による鉛直軸方向引張力)とする。

2)

プールゲート部底部
2a：質点系モデルによるオペフロ(EL.46.5 m）の鉛直方向応答加速度時刻歴より，各時刻の鉛直震度を算出する。
2b：自重による静的応力解析結果に「2a」で求めた鉛直震度を乗じて鉛直方向の慣性力による水平軸方向力を算出する。
2c：各時刻の評価対象要素の水平軸方向力から，「2b」の水平軸方向力を減じる。
2d：「2c」の時刻歴最大値を，ウェル壁面内曲げモーメントによる水平軸方向力増分（3 次元挙動による水平軸方向引張力）とする。

別紙 3-102表 3-16 ウェル壁の影響検討結果（Ｓｓ地震 水平 2 方向及び鉛直方向入力時）
要素番号

項目

応答増幅率

応力解析時
検定比

応答増幅を考慮し
た検定比

3031

引張鉄筋検定比

1.095

0.264

0.290

3043

引張鉄筋検定比

1.101

0.209

0.231

3037

引張鉄筋検定比

1.368

0.321

0.440

別紙 3-1074. まとめ
原子炉建屋について，建屋の 3 次元応答特性の影響確認及び建屋の質点系モデルによる応答性状の検証の観点から，3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析を行い建屋の局所的な応答を検討した。また，3 次元ＦＥＭモデルによる挙動が，建屋及び機器・配管系の有する耐震性に及ぼす影響を検討した。
建屋については，3 次元ＦＥＭモデルにより得られた３次元的な応答特性を質点系モデルに考慮して応答補正した結果，建屋が有する耐震性への影響はないことを確認した。
また，東北地方太平洋沖地震の地震観測記録に確認された，オペフロにおける EW 方向の床応
答加速度スペクトルの 10 Hz 付近の増幅に対し，3 次元ＦＥＭモデルを用いた検討を行い耐震評
価上問題ないことを確認した。
機器・配管系については，3 次元ＦＥＭモデルにより得られた局所的な応答（床応答）と質点系モデルより得られた応答を比較した結果，機器・配管系が有する耐震性に及ぼす影響がないことを確認した。
以上のことから，原子炉建屋の質点系モデルは，3 次元的な応答特性による局所的な応答を考慮できないものの，3 次元ＦＥＭモデルとの応答比較等の検証を踏まえて，保守的な解析モデルとなっている。
ただし，この結果は，I／W 位置の北西部での比較であり，また 3 次元ＦＥＭモデルにおいても 1 方向入力を行っていることから，「補 5 Ｓｄ−Ｄ１に対する 3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析」にて各階の評価点を増し，内部ボックス壁，外部ボックス壁及びシェル壁の壁隅部及び中間部も対象とし 3 方向同時入力時の応答性状の把握の観点から加速度応答スペクトルを示し，建屋応答性状の分析を行う。

別紙 3-110補 1 観測記録とシミュレーション解析の床応答スペクトル（h＝1％）の比較
1. はじめに
本資料は，「別紙 3 2.3 観測記録を用いた検討」において示した，観測記録とシミュレーシ
ョン解析結果の比較について減衰定数を 0.1 とした場合の床応答スペクトルを記載するものである。
2. 床応答スペクトルEL.46.5 m，EL.29.0 m，EL.14.0 m 及び EL.-4.0 m の地震計位置での観測記録及び解析結果の加速度応答スペクトルの比較を表 2-1 に示す。なお，観測記録と比較するための解析結果は 3 方
向同時入力による結果とし，地震計位置近傍の節点のものを用いる。また，添付書類「Ⅴ-2-2-1
原子炉建屋の地震応答計算書」に用いた質点系モデルにおける解析結果も参考として併せて示す。

別紙 3-補 1-1

補 2 実剛性を用いたシミュレーション解析結果
1. 検討概要
3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析において，建屋の実状を模擬したモデルとして用いている建屋模擬モデルではコンクリートの剛性として設計基準強度に基づく剛性を考慮しており，
「別紙 3

2.3

観測記録を用いた検討」で示したように，一部の周期帯に差異が認められるものの，観測記録と概ね対応しており，スペクトル形状を再現できている。
ここでは，コンクリートの剛性として「補足-400-3 地震応答解析における材料物性のばらつきに関する検討」に示す実測データによる実強度に基づく剛性を設定した場合の応答に与える影響について検討する。
2. 解析モデル
解析モデルは，「別紙 3 2.3 観測記録を用いた検討」において用いた建屋模擬モデル及び建屋模擬モデルのコンクリート剛性を実剛性とした実剛性モデルとする。なお，コンクリート剛性
以外の条件については，同一とする。解析モデルのケースを表 2-1 に示す。また，コンクリートの剛性を表 2-2 に示す。

表 2-1 解析モデルのケース
モデルケース

床のモデル化地盤のモデル化

コンクリート
剛性の設定

建屋模擬モデル

床柔相互作用考慮

設計基準強度

実剛性モデル

床柔相互作用考慮

実強度

表 2-2 コンクリートの剛性
コンクリート強度（N/mm2）

ヤング係数（N/mm2）

設計基準強度

22.1

2.21×104

実強度

42.1

2.73×104

別紙 3-補 2-1

3. 検討結果
3 方向同時入力による最大応答加速度分布を図 3-1 に，加速度計を設置している EL.46.5 m，EL.29.0 m，EL.14.0 m 及び EL.−4.0 m の位置での床応答スペクトルの比較を表 3-1 に示す。
建屋模擬モデル（設計基準強度）と実剛性モデルとを比較すると，最大応答加速度は概ね同等
もしくは実剛性モデルの方がわずかに下回る傾向にある。また，床応答スペクトルについても，
実剛性モデルを建屋模擬モデルが概ね包絡する結果となっている。
また，建屋剛性の変動は地盤物性の変動と比較し地震応答解析への感度が小さく，建屋の実剛性を考慮しても水平加速度への影響は 7％程度，鉛直加速度への影響は 9％程度である。

別紙 3-補 2-2補 3 3 次元ＦＥＭモデルによるシミュレーション解析結果
1. 検討概要「別紙 3 2.3 観測記録を用いた検討」では，観測点における観測記録と 3 次元ＦＥＭモデ
ルを用いたシミュレーション解析による床応答スペクトルの比較を示し，一部の周期帯に差異が認められるものの，スペクトル形状を再現できていることを確認した。
ここでは，3 次元ＦＥＭモデルの観測点以外の節点における加速度応答スペクトルを示し，建屋応答性状について分析を行う。また比較として質点系モデルによるシミュレーション解析も併記する。
2. 検討条件
質点系モデルによるシミュレーション解析と比較を行う節点を図 2-1 に示す。比較は NS 方向，
EW 方向，UD 方向の方向別に行う。各階の節点を外部ボックス壁（以下「O／W」という。），内部
ボック壁（以下「I／W」という。），及びシェル壁（以下「S／W」という。）に分類し，水平方向の，O／W と I／W については，出力方向に対して平行な両端部の壁と中央に分けて示す。

別紙 3−補 3−1

3. 検討結果
屋上（EL.63.65 m）から地下２階（EL.−4.00 m）までの各階における，3 方向同時入力の加速度応答スペクトルを表 3-1〜表 3-7 に示す。また比較として質点系モデルによるシミュレーシ
ョン解析も併記する。
NS 方向，EW 方向ともに，耐震壁が I／W のみとなる６階(オペフロ／EL.46.50 m）以上では，
壁中央の節点では，面外方向の加速度応答が大きくなる。特にクレーン階（EL.57.00 m）はスラブと接続していないため屋上（EL.63.65 m）よりも面外方向の加速度応答が大きい。しかし，６階より下の階では面外方向の加速度応答も含め，3 次元ＦＥＭの出力位置による結果に大きな違いはなく，各階で概ね一致した応答スペクトルとなっている。
3 次元ＦＥＭ応答の質点系モデル応答との比較においても面内方向の加速度応答に大きな違い
はなく，中央の節点の面外方向の加速度応答についても重要施設のある６階より下の階では質点系モデル応答と整合が取れている。

別紙 3−補 3−4補 4 検討に用いる地震動の代表性について
1. 検討概要
3 次元ＦＥＭモデルを用いた地震応答解析は，弾性設計用地震動Ｓｄのうち，広帯域の周期成分を含むＳｄ−Ｄ１を用いて実施している。ここでは，解放基盤表面における弾性設計用地震動と基礎下端レベルにおける入力地震動の加速度応答スペクトルを比較し，弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１の代表性について確認する。

別紙 3-補 4-1

2. 検討結果
解放基盤表面における弾性設計用地震動と基礎下端レベルにおける入力地震動の加速度応答スペクトルを図 2-1 及び図 2-2 にそれぞれ示す。また，水平 2 方向の加速度応答スペクトルの二乗和平方根による応答スペクトルを図 2-3 に示す。なお，Ｓｄ−Ｄ１については，直交方向の地震動には３次元ＦＥＭモデルを用いた地震応答解析の EW 方向の入力に用いた位相の異なる模擬地
震波（弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１の設計用応答スペクトルに適合するが，Ｓｄ−Ｄ１とは位相特性が異なる地震波。
）を用いた。
質点系モデルによる地盤−建屋連成系の 1 次及び 2 次の固有周期はそれぞれ 0.4 秒，0.2 秒であり，図 2-3 に示すように建屋の主要な周期帯域において，Ｓｄ−Ｄ１の加速度応答スペクトルは，他を包絡しており，Ｓｄ−Ｄ１を用いた検討により建屋の主要な応答性状を代表できることを確認した。

別紙 3-補 4-2

補 5 Ｓｄ−Ｄ１に対する 3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析
1. 検討概要「別紙 3

3.2

建屋応答性状の把握」では，建屋模擬モデル，比較用モデル及び質点系対応モデルを用いて分析を行い，建屋模擬モデルを用いた検討より，3 方向同時入力と 1 方向入力時での応答の差異がほとんどないことを確認した。
ここでは，Ｓｄ−Ｄ１に対する 3 次元ＦＥＭモデルによる 3 方向同時入力時の応答性状の把握の観点から，各階の内部ボックス壁，外部ボックス壁，シェル壁における加速度応答スペクトルを示し，建屋応答性状について分析を行う。また比較として質点系モデルによる加速度応答スペ
クトルも併記する。
2. 検討条件
質点系モデルによる解析結果と比較を行う節点を図 2-1 に示す。比較は NS 方向，EW 方向，UD方向の方向別に行う。各階の節点を外部ボックス壁（以下「O／W」という。
），内部ボック壁（以下「I／W」という。
），及びシェル壁（以下「S／W」という。
）に分類し，水平方向の，O／W と I／W については，出力方向に対して平行な両端部の壁と中央に分けて示す。

別紙 3-補 5-1

3. 検討結果
屋上（EL.63.65 m）から地下２階（EL.−4.00m）までの各階における，3 方向同時入力の加速度応答スペクトルを表 3-1〜表 3-7 に示す。また比較として質点系モデルによる加速度応答スペ
クトルも併記する。
NS 方向，EW 方向ともに，耐震壁が I／W のみとなる６階(オペフロ／EL.46.50 m）以上では，
壁中央の節点では，面外方向の加速度応答が大きくなる。特にクレーン階（EL.57.00 m）はスラブと接続していないため屋上（EL.63.65 m）よりも面外方向の加速度応答が大きい。しかし，６階より下の階では面外方向の加速度応答も含め，3 次元ＦＥＭの出力位置による結果に大きな違いはなく，各階で概ね一致した応答スペクトルとなっている。
3 次元ＦＥＭ応答の質点系モデル応答との比較においても面内方向の加速度応答に大きな違い
はなく，中央の節点の面外方向の加速度応答についても重要施設のある６階より下の階では質点系モデル応答と整合が取れている。

別紙 3-補 5-4補 6 3 次元ＦＥＭモデルによる応答結果の整理
1. 検討概要
質点系モデルによる地震応答解析の妥当性の確認及び建屋・機器の耐震性評価における建屋３次元応答の影響の把握の観点から，各部の加速度や発生応力について整理する。
整理して示す応答結果を以下に示す。
①

基礎上端の格納容器内における鉛直方向の応答加速度②

基礎盤上の耐震壁のせん断力及び曲げモーメント③

燃料取替床及び付属棟電気室屋根の面内せん断力④

使用済燃料プールのせん断力検討に用いる解析モデルは，別紙 3「３次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析」で示した建屋
模擬モデルとし，弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１を水平 2 方向及び鉛直方向に入力した検討を実施する。
検討に用いる解析モデルのケースを表 1−1，地震動の組合せを表 1−2 に示す。

表 1−1 解析モデルの検討ケース
モデルケース

床のモデル化地盤のモデル化

コンクリート
剛性の設定

建屋模擬モデル

床柔相互作用考慮

設計基準強度

表 1−2 地震動の組合せ
地震動の入力方向

NS 方向

EW 方向

鉛直方向

3 方向同時入力

Ｓｄ−Ｄ１

模擬地震波*

Ｓｄ−Ｄ１

Ｓｄ−Ｄ１

−

−

−

Ｓｄ−Ｄ１

−

1 方向入力*：弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１の設計用応答スペクトルに適合するが，Ｓｄ−Ｄ１とは位相特性が異なる地震波。

別紙 3-補 6-1

2.2 検討結果
各応答評価点での鉛直方向の床応答スペクトルを図 2−2 に示す。
S／W 位置における鉛直方向の応答は質点系モデルによる応答と概ね一致しているが，基礎
盤中心からの距離が長くなる I／W 及び O／W 位置ではスペクトルの概形は一致しているもののロッキングに伴う鉛直方向応答によるばらつきが若干見られる。また，格納容器内の節点においては，質点系モデルと比べて短周期側の応答が増幅している。
2.3 影響評価
2.3.1 基礎盤の影響評価
表 2-1 に 3 次元ＦＥＭによる耐震壁（O／W，I／W 及び S／W）
，格納容器内①及び格納容器②の最大応答加速度の質点系モデルに対する加速度比率を示す。基礎盤の設計における設計用地震力は 1.5 倍の裕度をみた値として考慮されており，応答増幅の影響はこの 1.5倍の裕度に包絡される。以上より，基礎盤の健全性に影響はない。
2.3.2 基礎盤上の設備の影響評価
3 次元ＦＥＭ解析の結果を踏まえると，応答の増幅が顕著に見られる周期帯は 0.05〜
0.1 秒であり，この領域に固有周期を有する柔な設備への影響が考えられる。一方，原子炉建屋地下 2 階（EL.−4.0 m）のエリアに設置されている設備は，非常用ディーゼル発電機，非常用メタクラ，非常用炉心冷却系ポンプであり，いずれも剛な設備であるため，柔な領域での応答増幅の影響は受けない。なお，当該設備に付属する配管は柔な設備ではあるが，耐震裕度が大きいため，3 次元ＦＥＭ解析による応答増幅に対して影響は軽微である。以上を踏まえ，影響評価には，床応答スペクトルでなく設置床の最大応答加速度を用いる。
設置床の最大応答加速度については，質点系モデルに対する 3 次元ＦＥＭモデルの比率
は 1.5 以下であり，設備の工認計算書では設備評価用として基本ケースに 1.5 倍の裕度をみた震度を用いて評価を行っていることから，応答増幅の影響はこの 1.5 倍の裕度に包絡される。以上より，設備の健全性に影響ないことを確認した。
表 2-1 質点系モデルに対する加速度比率

O/W
I/W
S/W
格納容器内①
格納容器内②

最大応答加速度(cm/s2)
3 次元ＦＥＭ
質点系モデル
321
257
259
220
290
283

別紙 3-補 6-3

加速度比率
3 次元ＦＥＭ／質点系モデル
1.46
1.17
1.18
1.32
1.29

3. 基礎盤上の耐震壁のせん断力及び曲げモーメント3.1 検討方針
建屋 3 次元応答の影響の把握の観点から，3 次元ＦＥＭモデルを用いて水平２方向及び鉛直方
向入力時と水平 1 方向入力時の基礎盤直上の耐震壁要素に生じる地震力の比較を行う。また，これら地震力と耐震安全性検討に用いた地震力の比較を行い，耐震安全性検討に用いた地震力の検証を行う。
3 次元ＦＥＭモデルによる地震力の算定は，3 次元ＦＥＭモデルに水平 1 方向入力した応答結果及び水平 2 方向及び鉛直方向に同時入力した応答結果を用いることとし，地震動の入力方向は
表 3−1 に示すように，NS 方向のせん断力及び曲げモーメントの比較を行う場合には，NS 方向に
Ｓｄ−Ｄ１を，EW 方向に模擬地震波を入力し，EW 方向方向のせん断力及び曲げモーメントの比較を行う場合には，その逆の組合せとする。なお，鉛直方向にはＳｄ−Ｄ１の鉛直方向成分を入力する。

表 3−1 地震動の組合せ
応答の方向

地震動の入力方向

NS 方向

EW 方向

鉛直方向

NS 方向

3 方向同時入力

Ｓｄ−Ｄ１

模擬地震波*Ｓｄ−Ｄ１

1 方向入力

Ｓｄ−Ｄ１

−

−

3 方向同時入力

模擬地震波*

Ｓｄ−Ｄ１

Ｓｄ−Ｄ１

1 方向入力

−

Ｓｄ−Ｄ１

−

EW 方向

*：弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１の設計用応答スペクトルに適合するが，Ｓｄ−Ｄ１とは位相特性が異なる地震波。

別紙 3-補 6-5

3.2 検討結果
3 次元ＦＥＭモデルの応答結果より求めた各壁の負担する地震力を表 3−2 に示す。表 3−2 には比較として基礎盤の耐震評価時に各耐震壁から作用させた Sd 地震荷重を示す。また，せん断力，曲げモーメント共に，各壁の負担する地震力の合計値が最大となる時刻での 3 次元ＦＥＭ値
を示す。
I／W，O／W のせん断力は，加振平行方向の耐震壁に生じる面内せん断力と加振直交方向の耐震壁に生じる面外せん断力を加算する。なお，加振直交方向の壁に生じる面外せん断力について
は NS 方向加振時には東西の耐震壁，EW 方向加振時には南北の耐震壁に等分して加算し，各耐震壁の負担するせん断力を算出した。
S/W のせん断力は，面内せん断力及び面外せん断力の加振平行方向成分を合計した。
曲げモーメントは，各要素に生じる軸力に各耐震壁の図心位置からの距離を乗じて算出した。
表 3-2 に示すように，水平 2 方向及び鉛直方向入力時と水平 1 方向入力時の基礎盤直上の耐震壁要素に生じる地震力は，概ね一致しており，建屋 3 次元応答の基礎盤の耐震安全性評価に与える影響が小さいことを確認した。
また，3 次元ＦＥＭモデルの応答結果より求めた地震力は，基礎盤の耐震評価時に用いた地震力に比べ小さいことを確認した。これは，3 次元ＦＥＭモデルでは，耐震壁以外の壁もモデル化しているため，耐震壁の負担する地震力が減ったことが要因の一つとして挙げられる。
以上より，基礎盤の耐震安全性検討に用いた地震力に，建屋 3 次元応答の影響は無視できるとともに，地震力の設定は保守的評価となっていることを確認した。

別紙 3-補 6-6

表 3−2 地震力の比較（a）NS 方向
曲げモーメント（×103 kN･m）

せん断力（kN）
部

位

３次元ＦＥＭ

地震＊
荷重

１方向

O／W（東側）111500O／W（西側）３次元ＦＥＭ

３方向

地震＊
荷重

１方向

３方向

40870

41420

2164

2198

2264

109500

44000

45790

2589

1845

1777

I／W（東側）

70200

63600

61600

3578

1425

1491

I／W（西側）

69650

63380

61840

3613

1856

1923

S／W

79280

43940

43500

2732

1247

1241

注記 ＊：地震荷重は，基礎盤の耐震評価時に各耐震壁から作用させたＳｄ地震荷重を示す。

（b）EW 方向
曲げモーメント（×103 kN･m）

せん断力（kN）
部

位

３次元ＦＥＭ

地震＊
荷重

１方向

O／W（北側）120300O／W（南側）３次元ＦＥＭ

３方向

地震＊
荷重

１方向

３方向

53210

54800

3259

2222

2273

115700

46260

48180

1441

1748

1700

I／W（北側）

70180

58670

58130

3560

1961

1999

I／W（南側）

66900

57960

56230

3742

1972

2094

S／W

81520

44530

44110

2953

1612

1603

注記 ＊：地震荷重は，基礎盤の耐震評価時に各耐震壁から作用させたＳｄ地震荷重を示す。

別紙 3-補 6-7

4. 燃料取替床及び付属棟電気室屋根の面内せん断力
4.1 検討方針
建屋 3 次元応答の影響の把握の観点から，床柔性やねじれ振動が，床に生じる面内せん断力に与える影響について検討する。検討は，床柔性の影響の確認として，「補 3 3 次元ＦＥＭモデル
によるシミュレーション解析結果」に示す面外方向の加速度の大きくなる燃料取替床（EL.46.5m），ねじれ振動による影響の確認として，北西角部のみに付属棟が配置される電気室
屋根（EL.30.3 m）におけるスラブの面内せん断力について確認する。
検討に用いる解析モデルは，別紙 3「3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析」で示した建屋
模擬モデルとし，弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１を水平 2 方向及び鉛直方向に入力した検討を実施する。地震動の入力方向は表 1−2 に示す「3 方向同時入力」とする。
面内せん断力の検討に用いる要素を図 4−2 に示す。

別紙 3-補 6-8

4.2 検討結果
EL.46.5m 及び EL.30.3m における床の面内せん断応力度の最大値を図 4−2 に示す。
最大面内せん断応力度は，EL.46.5m で 0.979 N/mm2，EL.30.3m で 0.849 N/mm2 であり，コンク
リートの短期許容せん断応力度 1.06 N/mm2 以下となることを確認した。
また，Ｓｓ地震時に対する評価として，Ｓｄ−Ｄ１による地震応答解析によって生じる面内せん断応力度を 2 倍した値について検討を行う。2 倍した場合の面内せん断力の最大値は，
EL.46.5m で 1.96 N/mm2，EL.30.3m で 1.70 N/mm2 であり，コンクリートの短期許容せん断応力度を超えるため，以下の式によって算出したスラブの許容せん断応力度τA を超えないことを確認する。スラブの配筋を表 4−1 に示す。
τA

ps

sft

ここで，ps：各方向の鉄筋比2

sft ：鉄筋の短期許容引張応力度（345 N/mm ）Ｓｓ地震時に対する評価結果を表 4−2 に示す。許容面内せん断応力度に対する発生面内せん
断応力の比は EL.46.5m で 0.422，EL.30.3m で 0.688 となり，スラブの許容せん断応力度以下となることを確認した。
以上より，床柔性やねじれ振動が，床に生じる面内せん断力に与える影響について検討し，耐震安全性評価結果に影響を与えないことを確認した。

別紙 3-補 6-10

表 4−1 配筋
標高 EL.
(m)

スラブ厚
(mm)

46.5m

500

30.3m

方向

上端筋

下端筋

NS

D25＠150

D25＠150

EW

D25＠150

D25＠150

NS

D19＠200

D19＠200

EW

D19＠200

D19＠200400

表 4−2 評価結果
標高 EL.

46.5m

30.3m

方向

NS

EW

NS

EW

発生面内せん断応力度

1.96

1.96

1.70

1.70

鉄筋比

0.01350.01350.007160.00716鉄筋許容引張応力度

345

345

345

345

許容面内せん断応力度

4.65

4.65

2.47

2.47

検定比

0.422

0.422

0.688

0.688

判定

可

可

可

可

別紙 3-補 6-12

5. 使用済燃料プールのせん断力
5.1 検討方針
建屋 3 次元応答の影響の把握の観点から，3 次元ＦＥＭモデルを用いて水平 2 方向及び鉛直方
向入力時と水平 1 方向入力時の使用済燃料プールの西側プール壁及び東側プール壁に生じる地震力の比較を行う。また，これら地震力と耐震安全性検討に用いた地震力の比較を行い，耐震安全性検討に用いた地震力の検証を行う。
3 次元ＦＥＭモデルによる地震力の算定は，3 次元ＦＥＭモデルに水平 1 方向入力した応答結果及び水平 2 方向及び鉛直方向に同時入力した応答結果を用いることとし，地震動の入力方向は
表 5−1 に示すように，NS 方向にＳｄ−Ｄ１を，EW 方向に模擬地震波を入力する。なお，鉛直方
向にはＳｄ−Ｄ１の鉛直方向成分を入力する。
検討に用いる解析モデルは，別紙 3「3 次元ＦＥＭモデルによる地震応答解析」で示した建屋
模擬モデルとし，面内せん断力の検討に用いる要素を図 5−1 に示す。

表 5−1 地震動の組合せ
応答の方向

地震動の入力方向

NS 方向

EW 方向

鉛直方向

NS 方向

3 方向同時入力

Ｓｄ−Ｄ１

模擬地震波＊Ｓｄ−Ｄ１

1 方向入力

Ｓｄ−Ｄ１

−

−

＊：弾性設計用地震動Ｓｄ−Ｄ１の設計用応答スペクトルに適合するが，Ｓｄ−Ｄ
１とは位相特性が異なる地震波。

別紙 3-補 6-13

5.2 検討結果
3 次元ＦＥＭモデルの応答結果より求めた西側プール壁及び東側プール壁の負担する地震力を
表 5−2 に示す。表 5−2 には比較として使用済燃料プールの耐震評価時に作用させた Sd 地震荷重を示す。このとき，各プール壁の負担する地震力の合計値が最大となる時刻での３次元ＦＥＭ値を示す。
せん断力は，各プール壁に生じる面内せん断力の合計値とする。
表 5−2 に示すように，水平２方向及び鉛直方向入力時と水平 1 方向入力時の使用済み燃料プールの壁要素に生じる地震力は，概ね一致しており，
建屋３次元応答の基礎盤の耐震安全性評価に与える影響が小さいことを確認した。
また，3 次元ＦＥＭモデルの応答結果より求めた地震力は，使用済燃料プールの耐震評価時に用いた地震力に比べ小いことを確認した。これは，3 次元ＦＥＭモデルでは，3 次元ＦＥＭモ
デルでは，使用済燃料プールに取り付く床もモデル化しているため，プール壁の負担する地震力が減ったことが要因の一つとして挙げられる。
以上より，使用済燃料プールの耐震安全性検討に用いた地震力に，建屋 3 次元応答の影響は無視できるとともに，地震力の設定は保守的評価となっていることを確認した。

表 5−2 地震力の比較
せん断力（kN）
部

位

使用済燃料プール

3 次元 FEM

地震＊
荷重

１方向

３方向

14100

10100

9910

注記 ＊：地震荷重は，使用済燃料プールの耐震評価時にプール壁端部から作用させたＳｄ地震荷重を示す。

別紙 3-補 6-15

補 7 Ｓｄ−Ｄ１に対する 3 次元ＦＥＭモデルによる機器設置位置付近における応答
1. 概要
原子炉建屋 6 階における面外方向の応答が大きくなる傾向が確認されたことから，本資料では，機器等の設置位置付近の節点における応答性状を把握する目的で，Ｓｄ−Ｄ１に対する 3 次元Ｆ
ＥＭモデルによる 3 方向同時入力時の以下の節点に対する床応答スペクトルを示す。
応答評価位置は，機器等が設置されている壁及び床とし，燃料取替床上部の壁（EL.46.5 m〜
63.65 m）
，燃料取替床（EL.46.5 m）の使用済み燃料プール周辺及びプールの床版（EL.38.8 m）とする。応答評価位置を図 1-1 に示す。
壁について，それぞれの面外方向の 1 方向入力による面外方向の加速度応答スペクトルを図1-2 に示す。また，プール周辺及びプールの床版について，水平 2 方向及び鉛直方向のそれぞれ
1 方向入力による加速度応答スペクトルを図 1-3〜図 1-6 に示す。

別紙 3-補 7-1別紙 4

機器・配管系に関する説明資料

別紙4.1 補足説明資料

目次

1. 水平2方向同時加振の影響評価について（原子炉圧力容器スタビライザ，上部シアラグ
及び下部シアラグ）
2. 水平2方向同時加振の影響評価について（原子炉格納容器スタビライザ）
3. 水平2方向同時加振の影響評価について（蒸気乾燥器支持ブラケット）
4. 水平2方向同時加振の影響評価について（円筒形容器）
5. 水平2方向同時加振の影響評価について（ダイヤフラム・フロア）
6. 水平2方向同時加振の影響評価について（燃料取替機）
7. 水平2方向同時加振の影響評価について（矩形配置されたボルト）
8. 水平2方向同時加振の影響評価について（電気盤）
9. 水平2方向同時加振の影響評価について（動的機能維持）
10.水平 2 方向同時加振の影響について（応答軸が明確である設備）水平2方向地震力の組合せの考慮については，第1−1表に示した水平方向反力を用いてX方向・Y方向同時には最大の地震力が発生しないと仮定し，以下の2つの方法にて検討を行った。
① 組合せ係数法：FＹ＝0.4FＸと仮定し，X方向・Y方向のそれぞれの水平1方向応答結果
を単純和する。
② 最大応答の非同時性を考慮したＳＲＳＳ法：FＹ＝FＸと仮定し，X方向・Y方向のそれ
ぞれの水平1方向応答結果をＳＲＳＳ法にて合成する。
上記検討の結果を第1−2表に示す。いずれの検討方法を用いても，水平2方向反力の組合せ結果の最大値はfとなり，これは水平1方向反力の最大値と同値である。
したがって，RPVスタビライザに対して水平2方向の影響はない。
第 1−2 表 RPV スタビライザ各点における水平 2 方向の考慮①組合せ係数法を用いた②ＳＲＳＳ法を用いた

水平 2 方向反力の組合せ

水平 2 方向反力の組合せ（FＹ=0.4 FＸ）（FＹ=FＸ）①

0°

FＸ/4 ＝ f

FＸ/4 ＝ f②

45°√2×FＸ/8+√2×FＹ/8=√2×1.4×FＸ/8√((√2×FＸ/8)２+(√2×FＹ/8)２)＝0.990×FＸ/4 ＜ f＝ FＸ/4 ＝ f③

90°

FＹ/4=0.4×FＸ/4 ＜ f

FＹ/4=FＸ/4 ＝ f

④

135°

√2×FＸ/8+√2×FＹ/8=√2×1.4×FＸ/8√((√2×FＸ/8)２+(√2×FＹ/8)２)＝0.990×FＸ/4 ＜ f＝ FＸ/4 ＝ f

⑤

180°

FＸ/4 ＝ f

FＸ/4 ＝ f⑥

225°√2×FＸ/8+√2×FＹ/8=√2×1.4×FＸ/8√((√2×FＸ/8)２+(√2×FＹ/8)２)＝0.990×FＸ/4 ＜ f＝ FＸ/4 ＝ f

⑦

270°

FＹ/4=0.4×FＸ/4 ＜ f

FＹ/4=FＸ/4 ＝ f

⑧

315°

√2×FＸ/8+√2×FＹ/8=√2×1.4×FＸ/8√((√2×FＸ/8)２+(√2×FＹ/8)２)＝0.990×FＸ/4 ＜ f＝ FＸ/4 ＝ f

FＸ/4＝f

FＸ/4＝f最大

別紙4―54.

水平2方向同時加振の影響評価について（円筒形容器）

4.1

はじめに
本項は，水平地震動が水平2方向に作用した場合の円筒形容器に対する影響検討を
ＦＥＭモデルを用いた解析で確認した結果をまとめたものである。
容器については，X方向地震とY方向地震とでは最大応力点が異なるため，それぞれの地震による応力を組み合わせても影響軽微としている。本項では解析にて影響確認することを目的として，円筒形容器のＦＥＭモデルを用いた解析を実施した結果を示す。ここで，本検討は軸方向応力，周方向応力及びせん断応力の組合せにより確認を行うため，胴の組合せ一次応力を対象としたものである。
具体的な確認項目として，以下2点を確認した。
① X方向地震とY方向地震とで最大応力点が異なることへの確認② 最大応力点以外に，X方向地震とY方向地震による応力を組み合わせた場合に影響のあるような点があるかを確認

4.2

影響評価検討
評価検討モデルを第4−1図に示す。検討方法を以下に示す
・検討方法：水平地震力1Gを，X方向（0°方向）へ入力し，周方向の0°方向か
ら90°方向にかけて応力分布を確認する。また，水平1方向地震による応力を用いて水平2方向地震による応力を評価する。

・検討モデル：たて置き円筒形容器をシェル要素にてモデル化
・拘束点：容器基部を拘束

・荷重条件：モデル座標のX方向に水平地震力1Gを負荷

・解析方法

：静的解析

・対象部位及び応力：容器基部における応力・水平2方向同時加振時の組合せ方法- 組合せ係数法（最大応答の非同時性を考慮）- ＳＲＳＳ法（最大応答の非同時性を考慮）

別紙4―14

第4−2表

水平地震時の周方向応力分布

角度X方向入力時応力(MPa)σ φ,X(θ)

Y方向入力時応力(MPa)σ φ,Y(θ)

0°方向

3.54

22.5°方向2方向入力時応力(MPa)
組合せ係数法σ φ,c(θ)
3.54

ＳＲＳＳ法
σ φ,s(θ)

0.00

σ φ ,c(X)(0°)=3.54
σ φ ,c(Y)(0°)=1.42

3.54

3.27

1.35

σ φ ,c(X)(22.5°)=3.81
σ φ ,c(Y)(22.5°)=2.66

45°方向

2.50

2.50

σ φ ,c(X)(45°)=3.50
σ φ ,c(Y)(45°)=3.50

67.5°方向

1.35

3.27

σ φ ,c(X)(67.5°)=2.66
σ φ ,c(Y)(67.5°)=3.81

90°方向

0.00

3.54

σ φ ,c(X)(90°)=1.42
σ φ ,c(Y)(90°)=3.54

3.81
3.54

3.50
3.54

3.81
3.54

3.54

4.3.3

3.54

せん断応力τ
容器基部における水平地震時のせん断応力コンタ図を第4−4図に,周方向応力分布を第4−3表に示す。せん断応力は軸方向及び周方向応力とは異なり，最大応力は90°／270°位置に生じているが，最大応力最小応力の生じる点が回転しているのみで応力の傾向として最大応力点が異なることについて確認できる。
また，2方向入力時の影響についても同様に中間部（0°／90°方向以外）において2方向入力時の影響が確認できる。なお，組合せ係数法及びＳＲＳＳ法のそれぞれを用いた水平2方向入力時の応力τ c(θ)及びτ s(θ)は，水平1方向入力時の周方向応力
解析結果（X方向入力時応力τ X(θ)），Y方向入力時応力τ Y(θ)）により，以下のとおり算出する。

＜組合せ係数法＞
τ c(θ)＝max（τ c(X)(θ)，τ c(Y)(θ)）
ただし，τ c(X)(θ)はτ X(θ)に１，τ Y(θ)に0.4の係数を乗じてX・Y方向入力時それぞれの軸応力を組み合わせた応力，τ c(Y)(θ)はτ Y(θ)に１，τ Y(θ)に0.4の係数を乗じてX・Y方向入力時それぞれの応力を組み合わせた応力であり，以下のように表

別紙4―18

第4−3表

水平地震時のせん断応力分布

角度

X方向入力時応力(MPa)τ X(θ)

Y方向入力時応力(MPa)τ Y(θ)

0°方向

0.00

22.5°方向2方向入力時応力(MPa)
組合せ係数法τ c(θ)
2.70

ＳＲＳＳ法
τ s(θ)

2.70

τ c(X)(0°)=1.08
τ c(Y)(0°)=2.70

2.70

1.03

2.49

τ c(X)(22.5°)=2.03
τ c(Y)(22.5°)=2.91

45°方向

1.91

1.91

τ c(X)(45°)=2.67
τ c(Y)(45°)=2.67

67.5°方向

2.49

1.03

τ c(X)(67.5°)=2.91
τ c(Y)(67.5°)=2.03

90°方向

2.70

0.00

τ c(X)(90°)=2.70
τ c(Y)(90°)=1.08

2.91
2.70

2.67
2.70

2.91
2.70

2.70

4.3.4

2.70

組合せ応力強さσ胴の組合せ応力強さσは，第4−1表から第4−3表に示したX方向，Y方向，2方向入力時それぞれの軸方向応力σ x，周方向応力σ φ 及びせん断応力τを用いて算出する。
＜水平1方向のうち，X方向入力時の組合せ応力強さσ X(θ)＞
主応力σ 1,X(θ)，σ 2,X(θ)，σ 3,X(θ)は以下のとおり表わされる。
12
1
σ 2,X(θ)＝
2

σ 1,X(θ)＝{σ x,X(θ)＋σ φ,X(θ)＋(σ x,X(θ)−σ φ,X(θ))２ ＋4τ X(θ)２ }{σ x,X(θ)＋σ φ,X(θ)−(σ x,X(θ)−σ φ,X(θ))２ ＋4τ X(θ)２ }σ 3,X(θ)＝ 0
各主応力により，応力強さσ X(θ)は以下のとおりとなる。
σ X(θ)＝max(¦σ 1,X(θ)−σ 2,X(θ)¦，¦σ 2,X(θ)−σ 3,X(θ)¦，¦σ 3,X(θ)−σ 1,X(θ)¦)
なお，Y方向入力時の組合せ応力強さσ Y(θ)は，上記の式におけるXをYに置き換えた式により算出する。
ここで，θ＝0°の場合，第4−1表よりσ x,X(0°)=12.28，第4−2表より
σ φ,X(0°)=3.54，第4−3表よりτ X(0°)=0であるため，

別紙4―201
2
1
σ 2,X(0°)＝
2

σ 1,X(0°)＝{12.28＋3.54＋(12.28−3.54)２ ＋4(0)２ }＝12.28{12.28＋3.54−(12.28−3.54)２ ＋4(0)２ }＝3.54

σ 3,X(0°)＝ 0となる。したがって，
σ X(0°)＝max(¦12.28−3.54¦，¦3.54−0¦，¦0-12.28¦)＝12.28＜組合せ係数法による水平2方向入力時の組合せ応力強さσ c(θ)＞σ c(θ)の算出フローを第4−5図に示す。

別紙4―21以下３種の応力について，
X 方向入力時の応力に 1，Y 方向入力時の応力に 0.4 を乗じて，水平 2 方向
同時加振を考慮した応力を算出する。
・軸方向応力σ x,c(X)(θ)
・周方向応力σ φ,c(X)(θ)
・せん断応力τ c(X)(θ)

以下３種の応力について，
Y 方向入力時の応力に 1，X 方向入力時の応力に 0.4 を乗じて，水平 2 方向
同時加振を考慮した応力を算出する。
・軸方向応力σ x,c(Y)(θ)
・周方向応力σ φ,c(Y)(θ)
・せん断応力τ c(Y)(θ)

水平 2 方向入力時を考慮した３種の応 力 に よ り 主 応 力 σ 1,c(X)( θ ) ， σ
2,c(X) (θ)，σ 3,c(X) (θ)を算出する。

水平 2 方向入力時を考慮した３種の応 力 に よ り 主 応 力 σ 1,c(Y)( θ ) ， σ
2,c(Y) (θ)，σ 3,c(Y) (θ)を算出する。

主応力により，応力強さ
σ c(X)(θ)を算出する。

主応力により，応力強さ
σ c(Y)(θ)を算出する。

応力強さσ c(X)(θ)とσ c(Y)(θ)とを比較する。

σ c(θ)（σ c(X)(θ)とσ c(Y)(θ)との大きい値）

第4−5図

組合せ係数法による組合せ応力算出フロー

X方向入力時の応力に1，X方向入力時の応力に0.4を乗じて組み合わせた水平2方向
入力時を考慮した応力は以下の通りとする。
σ x,c(X)(θ)＝σ x,X(θ)＋0.4×σ x,Y(θ)σ φ,c(X)(θ)＝σ φ,X(θ)＋0.4×σ φ,Y(θ)τ c(X)(θ)＝τ X(θ)＋0.4×τ Y(θ)
水平2方向入力時を考慮した各応力により主応力σ 1,c(X)(θ)，σ 2,c(X)(θ)，σ
3,c(X)(θ)は以下のとおり表わされる。

別紙4―22

1{σ x,c(X)(θ)＋σ φ,c(X)(θ)＋ (σ x,c(X)(θ)−σ φ,c(X)(θ))２ ＋4τ c(X)(θ)２ }2
1{σ x,c(X)(θ)＋σ φ,c(X)(θ)− (σ x,c(X)(θ)−σ φ,c(X)(θ))２ ＋4τ c(X)(θ)２ }σ 2,c(X)(θ)＝
2

σ 1,c(X)(θ)＝σ 3,c(X)(θ)＝ 0

各主応力により，応力強さσ c(X)(θ)は以下の通りとなる。
σ c(X)(θ)＝max(¦σ 1,c(X)(θ)−σ 2,c(X)(θ)¦，¦σ 2,c(X)(θ)−σ 3,c(X)(θ)¦，¦σ 3,c(X)(θ)−σ 1,c(X)(θ)¦)

同様に，Y方向入力時の応力に1，X方向入力時の応力に0.4を乗じて組み合わせた水平2方向入力時を考慮した応力により，応力強さσ c(Y)(θ)を算出する。
この応力強さσ c(X)(θ)とσ c(Y)(θ)とを比較し，大きいほうの値をσ c(θ)とする。
σ c(θ)＝max（σ c(X)(θ)，σ c(Y)(θ)）
ここで，θ＝0°の場合，第4−1表よりσ x,c(X)(0°)=12.28，第4−2表より
σ φ,c(X)(0°)=3.54，第4−3表よりτ c(X)(0°)=1.08であるため，

σ 1,c(X)(0°)＝σ 2,c(X)(0°)＝

1{12.28＋3.54＋2
1{12.28＋3.54−2(12.28−3.54)２ ＋4(1.08)２ }＝12.41(12.28−3.54)２ ＋4(1.08)２ }＝3.41

σ 3,c(X)(0°)＝ 0となる。したがって，応力強さσ c(X)(0°)は以下のとおり算出される。
σ c(X)(0°)＝max(¦12.41−3.41¦，¦3.41−0¦，¦0-12.41¦)＝12.41
同様に，第4−1表よりσ x,c(Y)(0°)=4.91，第4−2表よりσ φ,c(Y)(0°)=1.42，第4−3表よりτ c(Y)(0°)=2.70であるため，
12
1
σ 2,c(Y)(0°)＝
2

σ 1,c(Y)(0°)＝{4.91＋1.42＋(4.91−1.42)２ ＋4(2.70)２ }＝6.38{4.91＋1.42−(4.91−1.42)２ ＋4(2.70)２ }＝-0.05

σ 3,c(Y)(0°)＝ 0となる。したがって，応力強さσ c(Y)(0°)は以下のとおり算出される。
σ c(Y)(0°)＝max(¦6.38−(-0.05)¦，¦-0.05−0¦，¦0-6.38¦)＝6.43
応力強さσ c(X)(0°)とσ c(Y)(0°)により，組合せ係数法による水平2方向入力時を考慮した応力強さσ c(0°)は，
σ c(θ)＝max（12.41，6.43)＝12.41となる。

別紙4―23

＜ＳＲＳＳ法による水平2方向入力時を考慮した組合せ応力強さσ s(θ)＞
主応力σ 1,s(θ)，σ 2,s(θ)，σ 3,s(θ)は以下のとおり表わされる。
σ 1,s(θ)＝σ 2,s(θ)＝

1{σ x,s(θ)＋σ φ,s(θ)＋ (σ x,s(θ)−σ φ,s(θ))２ ＋4τ s(θ) ２ }2
1{σ x,s(θ)＋σ φ,s(θ)− (σ x,s(θ)−σ φ,s(θ))２ ＋4τ s(θ)２ }2

σ 3,s(θ)＝ 0

各主応力により，応力強さσ s(θ)は以下の通りとなる。
σ s(θ)＝max(¦σ 1,s(θ)−σ 2,s(θ)¦，¦σ 2,s(θ)−σ 3,s(θ)¦，¦σ 3,s(θ)−σ 1,s(θ)¦)

ここで，θ＝0°の場合，第4−1表よりσ x,s(0°)=12.28，第4−2表より
σ φ,s(0°)=3.54，第4−3表よりτ s(0°)=2.70であるため，
12
1
σ 2,s(0°)＝
2

σ 1,s(0°)＝{12.28＋3.54＋(12.28−3.54)２ ＋4(2.70)２ }＝13.05{12.28＋3.54−(12.28−3.54)２ ＋4(2.70)２ }＝2.77

σ 3,s(0°)＝ 0となる。したがって，
σ s(0°)＝max(¦13.05−2.77¦，¦2.77−0¦，¦0-13.05¦)＝13.05
θ＝0°の場合に，ＳＲＳＳ法，組合せ係数法を用いて算出した応力強さを第4−4表に示す。

別紙4―24

第4−4表 ＳＲＳＳ法，組合せ係数法を用いて算出した応力強さ（θ ＝0°）
組合せ 係数法
X

Y

ＳＲＳＳ法
1.0×X＋0.4×Y

σ x (θ)

12.28

0.00

√(12.28 ２ ＋0.00 ２ )＝0.4×X＋1.0×Y

12.28×1.0＋0.00×0.4＝

12.28×0.4＋0.00×1.0＝

12.28
σ φ (θ)

3.54

0.00

√(3.54 ２ ＋0.00 ２ )＝12.28
3.54×1.0＋0.00×0.4＝

3.54×0.4＋0.00×1.0＝

3.54
σ τ (θ)

0.00

2.70

√(0.00 ２ ＋2.70 ２ )＝3.54
0.00×1.0＋2.70×0.4＝

別紙4―25

−

−

1.08

−

−

1/2×[12.28+3.54+

1/2×[4.91+1.42+√{(12.28-3.54) 2 +4×2.70 2 }]＝√{(12.28-3.54) 2 +4×1.08 2 }]＝√{(4.91-1.42) 2 +4×2.70 2 }]＝1/2×[12.28+3.542

−

−

σ(θ)

−

−

3.41
1/2×[12.28+3.54-

2

2√{(12.28-3.54) +4×2.70 }]＝σ 3 (θ)2.70

1/2×[12.28+3.54+

13.05
σ 2 (θ)1.42
0.00×0.4＋2.70×1.0＝

2.70
σ 1 (θ)4.91

6.38
1/2×[4.91+1.42-

2√{(4.91-1.42) 2 +4×2.70 2 }]＝√{(12.28-3.54) +4×1.08 }]＝
2.77

12.41

-0.05

0

0

0

MAX

MAX

MAX

(¦13.05-2.77¦,¦2.77-0¦,¦0-13.05¦＝(¦3.41-12.41¦,¦12.41-0¦,¦0-3.41¦＝(¦6.38-(-0.05)¦,¦-0.05-0¦,¦0-6.38)¦

13.05

12.41

＝
6.43

MAX（12.41,6.43） =12.41（注）本表記載 の数値 は計算例を 示すも のであり ，桁処理の関係 上，他 表の数値と 一致し ないこ と がある。

組合せ応力強さは，ＳＲＳＳ法では全方向において一定であるのに対して，組合せ係
数法では24.75°及び65.25°にピークを持つ分布となった。組合せ応力強さは0°，45°及び90°付近ではＳＲＳＳ法のほうが組合せ係数法に比べ大きな値となるのに対して，組合せ係数法がピークを持つ24.75°及び65.25°付近ではＳＲＳＳ法を約5％上回る結果となった。
水平2方向入力時のＳＲＳＳ法による組合せ最大応力強さは，第4−6表に示すとおり
水平1方向入力時の最大応力強さに対して6％上回る程度であり，水平2方向による影響は軽微といえる。
一方，水平2方向入力時の組合せ係数法による組合せ最大応力強さについては，水平1方向入力時の最大応力強さに対して11％上回る結果となった。これは水平2方向入力時の影響軽微と判断する基準（応力の増分が1割）を超えているが，本検討においては水平地震力のみを考慮しており，実際の耐震評価においては水平地震力以外に自重，内圧及び鉛直地震力等を考慮して評価を実施することから，水平2方向を考慮した際の応力強さの増分は小さくなる。
このため，水平2方向による影響は軽微であると考えられるが，組合せ係数法による最大応力強さが11％を上回っているため，水平2方向入力時の影響を軽微と判断する場
合は，個別検討を行ったうえで，影響が軽微と判断する。

第4−6表

水平地震時の最大組合せ応力強さ及び水平2方向による影響

水平1方向入力

最大組合せ応力強さ

水平2方向／水平1方向（MPa）

最大応力強さ比

12.28

1.00

水平2方向

ＳＲＳＳ法

13.05

1.06

入力

組合せ係数法

13.67

1.11

別紙4―27

同様に構造用スラブ及び鉄骨梁を支持する柱についても，各構造物からの鉛直方向の荷重を受ける構造であるため，水平 2 方向の地震に対する影響はない。
水平地震力を構造用スラブから鉄骨梁に伝達するシヤーコネクタに対する水平 2 方向の地震の影響について整理する。地震時にダイヤフラム・フロア全体に加わる水平力 Qとした場合，シヤーコネクタが設置されているダイヤフラム・フロア端部に加わる水平力 q は，第 5−2 図に示すとおり sin 分布として与えられるため，地震方向との角度
θが 90°の位置で最大となることから，NS，EW 方向で最大となる地震力の位置は異なる(第 5−3 図）。
さらに，水平 2 方向同時加振時の水平力は，第 5−4 図に示すとおり水平 1 方向加振時の最大の水平力と比較しＳＲＳＳ法を用いた場合は同値，組合せ係数法を用いた場
合は最大で約 1.08 倍の値となるため，水平 2 方向同時加振の影響は軽微である。
また，ダイヤフラム・フロアは，水平方向に広がりを持った構造物であることから，
鉛直方向の地震力に対する影響を無視できないため，水平 2 方向に鉛直方向を加えた影響の確認を行う。
なお，地震応答解析結果から得られたダイヤフラム・フロアの評価に用いる既工認時の荷重及び今回工認の荷重の比較を第 5−1 表に，既工認におけるダイヤフラム・フロ
ア主要部材における地震荷重の割合を第 5−2 表及び第 5−3 表に示す。今回工認の評
価用荷重に比べ既工認の評価用荷重が大きいこと，また既工認の評価結果から事故時の温度，圧力等による荷重は評価に一定の影響を与えることが分かる。以上より，水平 2 方向同時加振による影響は，ダイヤフラム・フロアにおける実際の評価では，事故時荷重として圧力，熱荷重等を考慮して評価するため，水平方向地震力の寄与度を踏まえると水平 2 方向同時加振における影響は軽微であるものと考えられるが，詳細設計段階で具体的な評価結果を用いた確認を行う。

第 5−1 表

評価用荷重

ダイヤフラム・フロア評価用荷重の比較
既工認

今回工認

（評価用地震×1.5）（Ｓ ｓ 応答包絡値）

9,530 kN

7,570 kN

別紙4―29

6.

水平2方向同時加振の影響評価について（燃料取替機）

6.1

はじめに
本項は，燃料取替機（以下「ＦＨＭ」という。）に対する水平2方向同時加振の影響についてまとめたものである。

6.2

現行評価の手法
燃料取替機の負担する水平地震荷重の概念図を第6−1図に示す。
ＦＨＭはレール上を車輪で移動する構造であるため，基本的には建屋との固定はない

が，地震時に横行方向（走行レールに対し直角方向）にすべりが生じた場合は，レールに沿って取り付けられている脱線防止ラグがレールの側面と接触し，ＦＨＭのすべりを制限する構造となっている。つまり，ラグとレールが接触し，ＦＨＭが横行方向に建屋と固定された体系では，地震入力がＦＨＭ本体へそのまま伝達されることが想定される。
一方，走行方向（走行レールの長手方向）については，ＦＨＭの車輪とレールの接触面(踏面)を介してＦＨＭ本体へと荷重が伝達される構造であり，その荷重は摩擦力により制限されるため， 地震入力により生じる荷重は軽微（ＦＨＭ本体への影響は軽微）と考えられる。
上記により，ＦＨＭ本体の耐震評価では横行方向に対する地震応答が支配的であり，走行方向に対しては比較的軽微であると考えられるため，水平2方向同時加振の考慮として，耐震性評価で走行方向の地震応答を追加で組み合わせたとしても， 従来評価の応答結果への影響は小さいと考えられる。

別紙4―33σ ｂ ´＝

＝

＝

7 29

mgＣ XYh

39×2Aｂ L
7 29
39×2Aｂ L

×

5.8
29

mgＣ Ｈ h

40.6
σｂ
39

＝1.04σ ｂとなる。したがって，水平 2 方向入力時を考慮した場合，ボルトに発生する引張応力は増加するが，その影響は軽微と考えられる。
7.3

せん断応力への影響
せん断力は全基礎ボルト断面で負担するため，全ボルトに対するせん断力Τ ｂ は，
Τ ｂ ＝Ｆ Ｈであり，せん断応力τ ｂ は断面積Ａ ｂ のボルト本数 n でせん断力Τ ｂ を受けるため，
τｂ ＝

Τｂ
nAｂ

となる。
水平 1 方向の地震力を考慮した場合のせん断力Τ ｂ 及び水平 2 方向の地震力を考慮した場合のせん断力Τ ｂ ´はそれぞれ，
Τ ｂ ＝mgＣ XΤ ｂ ´＝mg

5.8
29

Ｃ X ＝1.08mgＣ X＝ 1.08Τ ｂとなる。水平 1 方向及び水平 2 方向地震時に断面積Ａ ｂ 及びボルト全本数ｎは変わらないため，水平 2 方向地震を考慮した場合，ボルトに発生するせん断応力は増加する
が，その影響は軽微と考えられる。
水平 2 方向の震度比として 1:0.4 を用いて水平 2 方向入力時の影響を軽微と判断する
場合は，本手法を適用することの妥当性を確認した上で適用する。

別紙4―398.

水平 2 方向同時加振の影響について（電気盤）

8.1

はじめに
本資料は，電気盤に取り付けられている器具に対する水平 2 方向入力の影響をまとめたものである。
8.2

水平 2 方向加振の影響について
電気盤に取り付けられている器具については，1 次元的な接点の ON−OFF に関わる比較的単純な構造をしている。加えて，基本的にはすべて梁，扉等の強度部材に強固に固定されているため，器具の非線形応答もなく，水平 2 方向の加振に対しては独立に扱うことで問題ないものと考える。さらに器具の誤動作モードは，水平 1 方向を起因としたモードであるため，水平 2 方向加振による影響は軽微であると考える。
なお，念のために既往研究等において，電気盤の器具取付位置の応答加速度に対し，器具の確認済加速度が十分に高いことも確認している。
次頁より，メタクラ取付器具を代表とし，器具の構造から検討した結果をまとめる。

8.2.1

補助リレー

(1)

構造，作動機構の概要
第 8−1 図に補助リレーの構造及び作動機構を示す。補助リレーはコイルに通電されることにより生じる電磁力でアマチュア部を動作させ，接点の開閉を行うものである。
補助リレーのうち，固定鉄心，固定接点（A，B 接点）はいずれも強固に固定されており，可動鉄心は左右方向にのみ動くことのできる構造となっている。

別紙4―409．水平 2 方向同時加振の影響について（動的機能維持）
9.1

はじめに

動的機器の機能維持評価における保守性の観点より，水平 2 方向同時入力を考慮した場合の影響をまとめたものである。

9.2

機能維持評価法について

動的機器の機能維持は，動的地震力を適用し，試験による評価，解祈による評価により行う。試験による評価では実物モデル等の振動試験を，解析による評価では応力・変形の解析結果を用いて，要求される安全機能が維持されることを確認する。
機種毎の代表的な機器について，上記検討を実施した既往の試験・研究の成果から機能確認済加速度（以降 At）が定められ，これにより，地震動により生じる加速度レベルが Atより小さいことを確認することで，安全機能が維持されることを確認できる。
なお，この手法は全ての機器について，詳細評価を実施するまでもなく機能維持を確認するための合理的な方法として確立された手法である。

9.3

機能維持確認済加速度の保守性

動的機器の At については，加振台の加振限界及び機器仕様の多様性等の理由から，本来の機器の機能限界加速度ではなく，保守的な範囲内で定められている．その保守性については，代素機器の At での詳細評価において，機能維持に必要な各部位 *の裕度が十分に高いことからも確認することができる。

＊：動的機器の評価項目について
解析評価における動的機器の機能維持に必要な基本評価項目（部位）は，振動特性試験に
より振動特性及び応答特性を把握し，機能試験の結果を踏まえ，異常要因分祈に基づき抽出されている。前述のとおり At は保守的に定められており，地震応答加速度が At を上回ったとしても，個別に当該機器の基本評価項目を解祈評価することで，機器の健全性が確認できる。

別紙4―47

9.4

水平 2 方向同時入力（鉛直方向含む）の影響について

水平 2 方向同時入力による動的機能維持評価については，影響有無を整理の上，NS 方向
EW 方向の応答加速度を SRSS した結果，At を満たしており耐震性に問題が無いことを確認しているが，保守的に水平 1 方向の応答加速度を√2 倍したとしても，機能維持評価の保守性により，対象の動的機器の安全機能維持確認に問題はないと考えられる。
また，At は水平・鉛直の各方向に設定されるものであるが，水平・鉛直の相関が懸念されるものは，水平・鉛直同時入力による解析評価により機能維持を確認した上で各方向の加速度を設定している。そのため，水平・鉛直ごとの個別の評価とすることで問題ない。

別紙4―48

10．水平 2 方向同時加振の影響について（応答軸が明確である設備）
10.1

はじめに

本資料は，応答軸が明確である設備について，水平 2 方向の地震力を考慮した場合においても設備の有する耐震性に対して影響がないことを説明するものである。

10.2

設備の有する耐震性に対して影響がないことの説明

従来設計手法として，設備の応答軸の方向，あるいは厳しい応力が発生する向きを有した設備があり，このような設備については解析上の地震力の入力を NS 方向・EW 方向を包絡した地震力（床応答曲線など）を用いて X 方向及び Y 方向から入力し，最も大きな評価
結果を用いる等，保守的な評価を実施している場合がある。このような応答軸が明確な設
備については，水平 2 方向の地震力による従来設計手法への影響が懸念されるようなことはないと考える。その理由を以下に示す。

●

設備の有する耐震性に対して影響がないことの理由
応答軸（設備の弱軸・強軸）の方向，あるいは厳しい応力が発生する向きが明確である設備にて，建物・構築物の応答である NS・EW 方向の応答を機器の応答軸（第 10−1 図
X，Y 方向）へ入力している場合，水平 1 方向入力としては当然厳しい入力を用いた評価がなされていると考える。（さらに，機器の配置方向とは無関係に機器の応答軸へ地震力を入力している設備や水平方向を包絡した応答を用いるなどの保守性も考慮している。）
応答軸の方向あるいは厳しい応力が発生する向きが明確である設備について，水平 2方向の地震力を想定した場合，2 方向の地震力が合成されるとすると，最大値が同時に発生する場合，最大で√2 倍の大きさの入力となることが考えられるが，これらはそれ
ぞれの応答軸方向に応答が分解され，強軸側の応答は十分に小さくなることから，実質的には弱軸方向に 1 方向を入力した評価で用いている応答レベルと同等となる。
さらに各方向における最大値の生起時刻の非同時性を考慮すると，さらにその影響は小さくなり，弱軸 1 方向入力による評価と大きく変わらない結果となる。
なお，3.2.1 項で述べたとおり，応答軸の方向あるいは厳しい応力が発生する向きが明確である設備について，設計手法として，地震力の入力を NS 方向・EW 方向を包絡した地震力（床応答曲線など）を用いて保守的な評価を実施している場合も考えると，応別紙4―49ＦＲＳの 周 期が 0.1 秒以下の 領域では，質点系モデルに対する 3 次元ＦＥ Ｍモ
デルの応答 比率が概 ね 2 倍を下回り，応答 増幅の影響が比較的小さいことか ら ，
この領域に 固有周 期を 有する設備につい て，耐震裕度が大きい（2 倍以上） 設 備
は詳細検討 の対象 から 除外し，耐震裕度 が小さい（2 倍を下回る）設備は詳 細 検討の対象と する。
b.

剛な設備
剛な設備 に ついては，質点系モ デルに対する 3 次元ＦＥＭモデルの応答比率 が
概ね 2 倍を 下回り ，応 答増幅の影響が比較 的小さいことから，上述の 0.1 秒 以 下に固有周期 を有す る設 備と同様に，耐震 裕度が大きい（2 倍以上）設備は詳 細 検討の対象か ら除外 し， 耐震裕度が小さい （2 倍を下回る）設備は詳細検討の 対 象とする。

以上 のスク リー ニングの考え方に 基づき，詳細検討を実施する評価対象設備を 抽出した結果を 表 1 に示 す 。
詳細 検討を 実施 する評価対象設備 は，壁に設置される「ブローアウトパネル閉 止装置」，「 原子 炉建屋外 側 ブ ローアウトパネル竜巻防護対策施 設」，「 原子炉建屋クレー ン」，「使用済燃 料プ ール エ リア 放射線 モニタ（低レンジ・高レンジ）」，「原子炉建屋 換 気系（ダクト） 放射 線 モニ タ」 並びに 床に設置さ れる「燃料取替機」，「使用済燃料 貯 蔵ラック」とす る。

2.2
(1)

評価 方針
影 響評価方 法
影 響評価に お いては，以下のいず れかの方法を用いて評価を行う。
①

3 次元 Ｆ ＥＭモデルにより 得られたＳ ｄ −Ｄ1 の震度に係数を掛 け，「基 準地震動Ｓ ｓ 8 波による応答」及び「地盤物性等のばらつき」を考慮 した震度を推定し ， 質点系モデルの震度に包絡されること若しくは耐震裕 度に包絡されるこ と を確認する。
【適 用 設備】 ・ブローア ウトパネル 閉止装置
・原子炉建 屋外側ブロ ーアウトパネル竜巻 防護対策施設
・ 使 用済燃 料 プール エ リア放射 線 モ ニ タ （ 低 レ ン ジ ・ 高 レ ン ジ ）・原子炉建 屋換気系（ ダクト）放射線モニ タ②

Ｓ ｄ − Ｄ1 質点系 モデルに対する 3 次元ＦＥＭモデルの震度比率を求め ，設備の耐震裕 度 （地盤物性等のばらつきを考慮した裕度）に包絡され ること若しくは許 容 値内に収まることを確認する 。
【適 用 設備】 ・原子炉建 屋クレーン
・燃料取替 機別紙4―74

・使用済燃 料貯蔵ラッ ク(2)

評 価節点の 選 定
評 価対象設 備 の設置位置と 3 次 元ＦＥＭモデルの節点との関係を図 1 に示す 。評価に用いる 節 点の選 定 の 考え方を以下に示 す。
・ ブロー アウ トパネル閉止装置 及び原子炉建屋外側ブローアウトパネル竜巻 防護
対策施設
ブロ ーア ウトパネル全体の 応答性状を捉えるため，ブローアウトパネル の 4
隅の節点を 評価 用の節点とする。
・ 原子炉建 屋 クレーン
クレー ン の通常待機位置（節 点 No.1,2,5,6）と，波及的影響を考慮して使 用済燃料プー ルの 直上（節点 No.3,4,7）を評価 用の節点と する。
・ 使用済 燃料 プールエリア放射 線モニタ（低レンジ・高レンジ）及び原子炉 建屋
換気系（ダ クト） 放 射線モニタ
放射線 モ ニタの設置位置に近 接する節点（ 節点 1,2）を評価用の節点とする 。
・ 燃料取替 機
燃料取 替 機の通常待機位置（ 節点 No.3,4）と，波及的影響を考慮して使用 済
燃料プール の直 上（節点 No.1,2）を評価用の 節点とする 。
・ 使用済燃 料 貯蔵ラック
鉛直 方向 の面外方向の応答 増幅が最も大きくなる使用済燃料プールの中 央を
評価用の節 点と する。

(3)

評 価用地震 力 の設定
各 設備の 評価 に用いるＦＲＳ及 び設置位置の最大応答加速度（以下「ＺＰＡ 」という。）に ついては ，原 子炉建屋の 3 次元ＦＥＭモデルによる応答解 析の結果か ら，
前項で設定 し た節点 に お ける加速度時刻歴 を基に作成する。
3 次 元ＦＥ Ｍ モデルへ の地震動の入力は 1 方向入力とし，各設備の評価において ，
3 方向同時 入 力の 影響 を 考慮するため，各方向に入力した際に得られる 9 成 分（1方向入力に 対 しＮＳ ，Ｅ Ｗ，ＵＤ成分が得られ，3 方向入力では合計 9 成分となる 。）のうち，同 一 方向 の 3 成 分のＦＲＳ及びＺ ＰＡを二乗和平方根（以下「ＳＲＳ Ｓ」という。）で合成し たＦ ＲＳ及びＺＰＡを用いて評価する。このとき，ＦＲＳ及 びＺ
ＰＡの算定 に 用い る節 点 は，設備ごとに，1 方向入力の面外応答が最大となる 節点を抽出し， 当 該節点 に 対 して，ＦＲＳ及び ＺＰＡを算定する。
応 答解析 に用 いる地震動は，全 周期帯で応答が大きなスペクトル形状を有す る弾性設計用地 震 動Ｓ ｄ − Ｄ1 とする。3 次元ＦＥＭモデルによる応答解析は線形解 析であり，各節 点の応答 は，地 震動の入力に対し て比例するものと考えられることか ら，
別紙4―75

Ｓ ｄ − Ｄ1 に よる応 答 解 析結果に基づき，影響評価に用い る応答比 率を設定する 。
な お，原子 炉 建屋の 3 次元ＦＥＭモデルの詳細は，補足説明資料「補 足-340-7

水平 2 方向及 び 鉛直方 向 地 震力の適切な組合 せに関する検討について」の別紙 3 の「2.
3 次元ＦＥ Ｍ モデル の 構築」に示すものと同一である。

2.3

影響 評価結果
各設 備の影響 評 価（詳細評価）の結 果について，詳細評価①〜⑥に示す。
原子 炉建屋 の 3 次元ＦＥＭモデルに よる応答増幅 の影響評価を実施した結果，3 次
元ＦＥＭモ デル か ら推 定し た設計 用震度が， 工認計算書で保守 的に設定した設 計 用震度や機能維 持確 認 済加 速度 内に包 絡されるか ，若しくは，質点 系モデルの震度 に 対す
る 3 次元 ＦＥＭ モ デル の震 度比率 が，工認計 算書における設備の耐震裕度に包 絡 されることを確 認し た 。こ れよ り，3 次元ＦＥＭ モデルによる応答 増幅の影響を考 慮 しても，各設備 の健 全性 に 影響 がない ことを確認 した。

別紙4―76詳細評価①

壁の応答増 幅 を踏まえ たブローアウトパネ ル閉止装置の影響評価

1.

目的
3 次元 ＦＥＭ モデ ルによる応答解析 の結果，ブローアウトパネル閉止装置（以下 「ＢＯＰ閉止装 置」とい う。）の設 置位置における 壁の面外方 向（水平）の応答が大きく なる
傾向が確認 された こ と から ，応答 増幅に対する影響を評価する。

2.

影響評 価結果
3 次元 ＦＥＭモ デ ルによ るＳ ｄ −Ｄ1 の 応答解析結果から推定した評価用震 度と，質点系モデルを 基に設 定 し た設 計震度（工認計算書記載値）を比較し た結果（影響評価結 果 ）を表 1-1 及び 表 1-2 に 示す。表 1-1（構造強度評価）より，扉閉状態の場合には， 工認
計算書の設 計震度 が， 3 次 元ＦＥ Ｍモデルから推定した面外方向の設計震度を包絡 し ，
扉開状態の 場合に は包 絡し ないも のの耐震裕度には包絡されていることを確認した 。 表
1-2（機能 維 持評価 ）よ り，扉閉状態及び扉開状態のどち らにおいても，機能維持確 認済
加速度が 3 次元Ｆ ＥＭ モデ ルから 推定した面外方向の設計震度を包絡していること を確認した。ま た，別 紙 4.2 に 示す通 り，ＢＯＰ閉止装置の構造は，強軸と弱軸の関係 が明確であるた め，3 次 元 ＦＥＭモデルより得られた応答を用いた水平 2 方向入力の影 響は軽微である ことを 確 認 した 。以上 より，閉止装置の健全性に影響ないことを確認し た。

表 1-1

影響評価結 果（構造強度評価）

評価項目

評価結果

扉状態（評 価用地震 動 ）閉（Ｓ ｄ ）開（Ｓ ｓ ）

①3 次元 FEM モデル に よる S ｄ -D1 の面外方向震度 ＊ 1

1.98 ＊ 2

1.63 ＊ 3②S ｄ 8 波 ＋ばらつ き 考 慮のための補正比率 ＊ 4

1.98

1.32

③S ｄ から S ｓ へ 換算す る ための補正比率 ＊ 5

−

1.85

④がたの影 響を考慮 す るための係数(2 倍) ＊ 6−

2⑤影響評価 用震度 ＊ 1 （ ①×②×③×④）

3.91

7.93

⑥工認計算 書の設計 震 度 ＊ 1

4.18 ＊ 7

6.33 ＊ 8⑦震度比率 （⑤/⑥ ）

−

1.26

⑧耐震裕度

−

1.30 ＊ 9⑨評価（⑤ ＜⑥若し く は⑦＜⑧）

○

○

注記

＊1：震度 は ，G＝9.80665（m/s 2 ）＊2：扉閉 状 態の 固有周期秒における面外方向の震度（ 図 1-1 参照）＊3：扉開 状 態の 固有周期は 0.05 秒 以下であるため 1.2ZPA の値 （表 1-2 参 照）

別紙4―81

＊4：質点 系 モデ ルの EL.63.65m における，「S ｄ -D1」と「S ｄ 8 波＋ばらつき考慮」の FRS の固 有 周期にお ける震度比率（「3 次 元 FEM での S ｄ 8 波＋ばらつき 考慮相当」の震 度 を算定）
＊5：質点系 モデ ルの EL.63.65m にお ける，S ｄ に対する S ｓ の最 大応答加速度比率（3次元ＦＥＭ モ デルで の S ｓ 評 価用の震度を設定 するための比率）＊6：扉開状 態で の面外方向は固定されていないた め，がたの影響として 2 倍を考 慮＊7：EL.63.65m における S ｄ 8 波＋ばらつき考慮の応答スペクトルの固有周期秒における 震 度（閉止 装置設置位置より高 い EL.を適用し保守性を確保）＊8：EL.63.65m における S ｓ 8 波＋ばらつき考慮の応答スペクトルの固有周期秒における 震 度（閉 止 装置設置位置より高い EL.を適用 し保守性 を確保，加振試験により 0.05 秒 以下であり剛であることを確認しているが，扉閉 状態 では
秒に 固有周期 があること，

秒の震度 6.33 が 1.2ＺＰＡの 2 倍 の震度 3.38 よ り大き い ため，6.33 を適用することで保守性を確保）＊9：耐震 裕 度が 最小となる ガイドレールの耐震裕度

表 1-2

影響評価結 果（機能維持評価）

評価項目

評価結果

扉状態（評 価用地震 動 ）閉（Ｓ ｄ ）開（Ｓ ｓ ）

①3 次元 FEM モデル に よる S ｄ -D1 の面外方向震度 ＊ 1

1.36 ＊ 10

1.36 ＊ 10②S ｄ 8 波 ＋ばらつ き 考 慮のための補正比率 ＊ 4

1.32

1.32

③S ｄ から S ｓ へ 換算す る ための補正比率 ＊ 5

−

1.85

④影響評価 用震度 ＊ 1 （ ①×②×③）

1.79

3.31

3.96 ＊ 11

3.96 ＊ 11○○⑤工認計算 書の機能 維 持確認済加速度（震 度） ＊ 1⑥評価（④ ＜⑤）
注記

＊10：面外方 向 の 1.0ZPA（表 1-3 参照）＊11：加振 試験 により得られたＢ ＯＰ閉止装置上端の最大応答加速度。ＢＯＰ 閉止装置の扉は ，閉 止 装置上部のハン ガーレール から吊り下げる方 式であり，開閉するため の電 動 機等の駆動系も 装置の上部 に設置されている ことから，装置上端の最 大応 答加速度を適用。

別紙4―82

詳細評価②壁の応答増 幅を踏ま えた原 子炉建屋外側ブローアウトパネル竜巻防護対策施設の影響評価

1.

目的
3 次元 ＦＥＭモ デルに よる応答解析の結果，原子炉建屋外側ブローアウトパネル竜巻
防 護 対 策 施 設 （ 以 下 「Ｂ Ｏ Ｐ竜巻防 護施設」と いう。）の設 置位置にお ける壁の 面 外 方
向（水平）の応答 が大きくなる傾向が確認されたことから，応答増幅に対する影響を評
価する。

2.

影響評 価結果
3 次元ＦＥＭモデル によるＳ ｄ −Ｄ1 の応答解析結果から推定した評価用震度と，質点系モデルを基に設 定した設計震度（工認計算書記載値）を比較した結果（影響評価結果）
を表 2-1 に示す。表 2-1 より，工認計算書の設計震度は，3 次元ＦＥＭモデルから推定した面外方向の設 計震度を包絡していることを確認した。また，別紙 4.2 に示す通り，
ＢＯＰ竜巻防護施 設の構造は，強軸と弱軸の関係が明確であるため，3 次元ＦＥＭモデルより得られた応 答を用いた水平 2 方向入力の影響は軽微であることを確認した。これ
より，ＢＯＰ竜巻 防護施設の健全性に影響ないことを確認した。

表 2-1

影響評価結果

評価項目

評価結果①3 次元 FEM モデルによる S ｄ -D1 の面外方向震度 ＊ 1

3.38 ＊ 2②S ｄ 8 波＋ばらつき考慮の ための補正比率 ＊ 3

1.43③S ｄ から S ｓ へ換算するための補正比率 ＊ 4

1.85④影響評価用 震度 ＊ 2 （①×②×③）

8.95⑤工認計算書 の設計 震度 ＊ 2

9.43 ＊ 5○⑥評価（④＜ ⑤）
注記＊1：震度は，G＝9.80665（m/s 2 ）＊2：固有周期 0.092 秒 における面外方向の震度（図 2-1 参照）＊3：質点系モデルの EL.63.65m における，「S ｄ -D1」と「S ｄ 8 波＋ばらつき考慮」の FRS の固 有周期 における震度比率（「3 次元 FEM での S ｄ 8 波＋ばらつき考慮
相当」の震 度を算 定）＊4： 質点系 モデル の EL.63.65m における， S ｄ に対す る S ｓ の最大応答加速度 比率（3 次元ＦＥＭモデルでの S ｓ 評価用の震度を設定するための比率）＊5：EL.63.65m に おける「S ｓ 8 波＋ばらつき考慮」の FRS の固有周期 0.092 秒における震度（ BOP 竜巻防護施設設置位置より高い EL.を適用し保守性を確保）

別紙4―84

評価部 位は，工 認計算 書に記載されている評価部位のうち，水平及び鉛直方向の各々で最小裕度となる 評価部位として，落下防止金具とワイヤロープを対象とした。原子炉
建屋クレーンの影 響評価部位を図 3-2 に示す。
評価部 位の震度 比率と 設計裕度を比較した結果，設計裕度の方が大きいことを確認した ＊ 8 。評価結果を表 3-2 に示す。また，別紙 4.2 に示す通り，原子炉建屋クレーンの落下防止金具につい ては，それぞれの水平方向地震を受けた場合の原子炉建屋クレーンの挙動が異なり，方 向毎に発生応力が異なることから，3 次元ＦＥＭモデルより得られた応答を用いた水平 2 方向入力の影響は軽微であることを確認した。以上より，面外方向の応答増幅やロッ キングの影響を考慮しても，原子炉建屋クレーンの健全性に影響ないことを確認した。

注記＊8：影響 評価の結果，鉛直方向の震度比率がワイヤロープの設計裕度を上回ることから，強度の強 い材質 に変更し，健全性を確認した。

表 3-2

評価結果

方向

評価部位

震度比率

設計裕度

評価

水平（横行方向）

落下防止金具

2.45

5.23

○

鉛直

ワイヤロープ

1.19

1.47

○

図 3-1

原子炉建屋クレーンの鉛直方向の震度の設定方法

別紙4―87詳細評価⑥

床の応答増 幅を踏まえた使用済燃料貯蔵ラックの影響評価

1.

目的
3 次元 ＦＥＭモ デルに よる応答解析の結果，使用済燃料貯蔵ラックの設置位置における床の面外方向（ 鉛直）の応答が大きくなる傾向が確認されたことから，応答増幅に対する影響を評価す る。

2.

影響評 価結果
質点系 モデルに よるＳ ｄ −Ｄ1 の震度と，3 次元ＦＥＭモデルによる面外方向の震度を整理した結果を表 6-1 に示す。表 6-1 より，使用済燃料貯蔵ラックの工認計算書の設計
震度は，3 次元Ｆ ＥＭモデルの面外方向の設計震度を包絡していないことから，詳細評
価を行う。

表 6-1

使用済燃料貯蔵ラックの固有周期，固有周期における震度及び震度比率
固有周期（s）

震度 ＊ 1

鉛直方向

鉛直方向

質点系モデル

0.05 秒以下（70 体ラック）0.36 ＊ 2

3 次元ＦＥＭモデル

0.05 秒以下（110 体ラック）0.91 ＊ 2

震度比率
注記

2.53

＊1：弾性設計用地震動 S ｄ -D1 による応答解析により得られた震度＊ 2： 固 有 周 期 が 0.05 秒以 下の剛 構造 である ため，据 付場所で の最大応答 加 速 度（ZPA）を記載（節点 No.1）

評価部 位は，工 認計算 書に記載されている評価部位のうち，設計裕度が少ない評価部
位として，ラック 取付ボルト及び基礎ボルトを対象とした。使用済燃料貯蔵ラックの影
響評価部位を図 6-1 に示す。
鉛直方 向の震度 の増分 を考慮した使用済燃料貯蔵ラックの転倒モーメントに対するラック取付ボルト及 び基礎ボルトの発生応力を算出した結果，許容応力に収まることを確認した ＊ 3 。評価結果を表 6-2 に示す。また，別紙 4.2 に示す通り，使用済燃料貯蔵ラッ
クについては，ボ ルトが矩形配置であり，水平 2 方向入力による対角方向への転倒を想定し検討した結果 ，水平 2 方向地震力の最大応答の非同時性を考慮することにより，水平 2 方向入力の影 響が軽微であることを確認した（補足説明資料 7）。以上より，面外方向の応答増幅を考 慮しても，使用済燃料貯蔵ラックの健全性に影響ないことを確認した。

注記＊3：ボルトの応力計算において，絶対値和法を用いた評価を行ったところ，許容値を 満 足 し な い こ と から ，応力評 価の方法を 絶 対値和 法から二 乗和平 方 根 （ Ｓ
別紙4―92

参考-13 方向同時入力考慮時の面外応答成分の組合せの考え方について

1.

概要
3 次元ＦＥＭモデルへの地震動の入力は 1 方向入力としているため，各設備の評価においては，3 方向同時入力の影響を考慮するため，各方向に入力した際に得られる 9 成
分のうち，同一方 向の 3 成分のＦＲＳ及びＺＰＡを組合せた地震力で評価を行う必要がある。この組合せ を考慮する際，時刻歴での足し合わせを行うと，各成分の加速度の向きによっては，1 方向入力時の応答を下回る場合や，ばらつき等による位相のずれを考慮 す る と応 答 が上 下 する こ と が考えられ る。本件の 対応方針につ いて以 下 に整 理 す る 。

2.
(1)

対応方 針
ばらつきの考慮
工認 計算書に 用いる 地震力は，地盤や建屋剛性のばらつきを考慮した応答解析の結果を考慮するため，基本ケースのＦＲＳに対して 1.5 倍の割増を行うか，基本ケースのＦＲＳにばらつきのＦＲＳを組合せて，設備評価用のＦＲＳやＺＰＡを設定している。
今回 の影響評 価では ，これらのばらつきが考慮されたＦＲＳやＺＰＡを用いて耐震評価を実施した結果を用いていることから，ばらつきを考慮した影響評価となっている。具体的には，3 次元ＦＥＭモデルから評価用の震度を推定する手法では，地盤物性等のばらつきを考慮した係数を適用していること，また，質点系モデルと 3 次元Ｆ
ＥＭモデルの震度比率と耐震裕度を比較する手法では，評価対象設備の耐震評価です
でに地盤物性等のばらつきを考慮している。
この ため，3 次元ＦＥＭ モデルによる面外応答成分の組合せの際に，1 方向入力の応答と比べて 3 方向入力の応答が上下するような影響についても，上記のばらつきの中で考慮がされているものと考えられる。

(2)

面外応答成分の組合せ
上述 のとおり ，面外 応答成分を組合せる際には，時刻歴の代数和で問題ないと考えられるが，今回の影響評価では，設計上の保守性を確保するために，各成分の時刻歴の代数和を取る前に，個別にＦＲＳ及びＺＰＡを算定し，このＦＲＳ及びＺＰＡをＳＲＳＳにより合成する手法を適用することとする。これにより，面外方向成分の組合せの際に，1 方向入力の応答より小さくなることは無く，保守性を確保できるものと考える。

以

別紙4―94上参考-2
ブローアウトパネル閉止装置の加振試験について

1.

加振波 の作成方 法
ＢＯＰ閉止装置の加振試験では，ＢＯＰ閉止装置の設置位置より上方の原子炉建屋
EL.63.65m の質点 モデルから算出されたＮＳ方向及びＥＷ方向の両方を包絡するＦＲＳ（参考図 2-1 の赤 線）を作成し，これをターゲットスペクトルとして時刻歴波を作成し，加振波として用い た。
この加 振波は， 応答加 速度が大きくなるＢＯＰ閉止装置の設置位置より上方のＦＲＳを基に作成してい ることから，実際のＢＯＰ閉止装置の設置位置におけるＦＲＳを包絡するＦＲＳとなっ ており，この加振波を用いた加振試験により，閉止装置の機能を確認するための試験と して成立することを確認している。

(1)

ＮＳ 方向時 刻歴波

参考図 2-1(2)

ＥＷ方向時刻歴波

ＢＯＰ加振試験に用いた入力波のスペクトルと時刻歴波

別紙4―95

参考資料
方向性を考慮していない水平方向地震動における模擬地震波の作成方針
1.

検討概要
水平 2 方向及び鉛直方向地震力の同時入力による影響検討を行う際に 3 次元ＦＥＭによる地 震 応 答 解 析 に は 弾 性 設 計用地 震動 Ｓ ｄ −Ｄ１ を代表波と して 用いている 。 こ の 際 ，
水平 1 方向にはＳ ｄ −Ｄ１を用いるが，その直交方向にはＳ ｄ −Ｄ１とは位相特性の異なる模擬地震波を用いている。
震源 を 特 定 せ ず 策 定 す る 地 震動と して 策 定さ れた 基準地 震動Ｓ ｓ − ３１ も水平 方 向 には方向性を考慮していないが，Ｓ ｄ −Ｄ１を 3 次元ＦＥＭによる地震応答解析の代表波として選定している。
ここでは，Ｓ ｄ −Ｄ１の直交方向の模擬地震波について示すとともに，Ｓ ｄ −３１ではなくＳ ｄ −Ｄ１を代表波として選定した妥当性を示す。

2.

位相特性の異なる模擬地震波
弾性設計用地震動Ｓ ｄ は基準地震動Ｓ ｓ に係数 0.5 を乗じて設定しており，ここでは
Ｓ ｓ −Ｄ１及びＳ ｓ −３１と新たに作成されたそれぞれの直交波について示す。

2.1

Ｓ ｓ −Ｄ１の直交波について
Ｓ ｓ −Ｄ１と位相特性の異なる模擬地震波は，Ｓ ｓ −Ｄ１とは異なる乱数の位相 を持
つ正 弦 波 の 重 ね 合 わ せ に よ って， Ｓ ｓ − Ｄ１ と同 じコン トロー ルポ イント及び 振 幅 包
絡線の経時変化にて作 成する。応答スペクトルのコントロールポイントを表 1 に，振幅包絡線の経時変化を 表 2 に示す。
Ｓ ｓ −Ｄ１及びＳ ｓ −Ｄ１と位相特性の異なる模擬地震波の応答スペクトルをそれぞれ図 1 及び図 2 に，加速度時刻歴波形を図 3 及び図 4 に示す。また，それぞれの地震
波を 2 方向入力した場合のオービットを図 5 に示す。Ｓ ｓ −Ｄ１と位相特性の異なる模
擬地震波のＳＩ比は 1.0 以上であり，応答スペクトル比は 0.85 以上である。応答スペクトル比を図 6 に示す。
図 1 及び図 2 に示す様に，Ｓ ｓ −Ｄ１と新たに作成したＳ ｓ −Ｄ１と位相特性の異なる模擬地震波はほぼ同 じ応答スペクトル及び時刻歴波形をしている。また図 3 に示すとおり，オービットは 偏りがない。

2.2

Ｓ ｓ −３１の直交波について
Ｓ ｓ −３１につい ては， 2004 年北海道留萌支庁南部地震の観測記録より策定さ れた地震動 である 。水平 方 向 の地震動は，ＥＷ 方向の観測記録から推定される基盤相 当位置の 地 震 動 に 基 づ き 敷 地 地 盤の物 性等 を 踏ま えて 作成さ れてい る 。 その ためＳ ｓ − ３
１の直 交方向 の地震 波 に ついては，ＮＳ方 向の観測記録から推定される基盤相当 位置の地震動に基づき敷地 地盤の物性等を踏まえて作成する。
Ｓ ｓ −３１及びＳ ｓ −３１の直交波の加速度時刻歴波形をそれぞれ図 7 及び図 8 に示す。また，それぞれの 地震波を 2 方向入力した場合のオービットを図 9 に示す。
参考-1

図 8 に示すように，ＮＳ方向の観測記録を用いて作成された地震波はＳ ｓ −３１と比較して小さく，図 9 に示す様に応答の軌道もＥＷ方向に偏っている。
3.

検討結果
Ｓ ｓ −Ｄ１の直交方向の模擬地震波について示した。
またＳ ｓ −３１と その直交波のオービットには偏りがあり，Ｓ ｓ −Ｄ１とその直交 波のオービットは偏りがないことを確認した。以上より，Ｓ ｄ −Ｄ１を水平 2 方向及び鉛直方
向地震力 の同時 入力に よる 影響 検討を行う地 震動として選定することの妥当性を 確 認し
た。

参考-2

h=0.05

1000

(c
位
変

加
速
度
(

cm
/s

)

2

m)

50
00

10

10

50
0

10
00

20
00

速

度

(cm/s)

10
00
0

0
10

100

10
0

20
0

1

1

1
0.

0.1
0.01

0.1

1
周

図1

期

(sec)

Ｓ ｓ −Ｄ１の応答スペクトル

参考-4

10