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東海第二発電所 工事計画審査資料
資料番号

工認-091 改 1

提出年月日

平成 30 年 2 月 19 日

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1 R0

Ⅴ-3-別添 1 竜巻への配慮が必要な施設の強度に関する説明書

目次
Ⅴ-3-別添 1-1

竜巻への配慮が必要な施設の強度計算の方針

Ⅴ-3-別添 1-1-1

竜巻より防護すべき施設を内包する施設の強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-1-2

ディーゼル発電機吸気フィルタの強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-1-3

残留熱除去系海水系ポンプの強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-1-4

ディーゼル発電機用海水ポンプの強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-1-5

残留熱除去系海水系ストレーナの強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-1-6

ディーゼル発電機用海水ストレーナの強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-1-7

排気筒の強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-1-8

配管及び弁の強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-1-9

換気空調設備の強度計算書

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1 R0E

Ⅴ-3-別添 1-1-10 波及的影響を及ぼす可能性がある施設の強度計算書
Ⅴ-3-別添 1-1-10-1

建屋及び構造物の強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-1-10-2

消音器の強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-1-10-3

排気管，放出管及びベント管の強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-2

防護対策施設の強度計算の方針

Ⅴ-3-別添 1-2-1 防護対策施設の強度計算書
Ⅴ-3-別添 1-2-1-1

防護ネットの強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-2-1-2

防護鋼板の強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-2-1-3

架構の強度計算書

Ⅴ-3-別添 1-3

屋外重大事故等対処設備の固縛装置の強度計算の方針

Ⅴ-3-別添 1-3-1 屋外重大事故等対処設備の固縛装置の強度計算書：今回ご説明分NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

Ⅴ-3-別添 1-1 竜巻への配慮が必要な施設の強度計算の方針目次
1.

概要 .............................................................................. 12.

強度評価の基本方針 ................................................................ 1
2.1 評価対象施設 ................................................................... 1
2.2 評価方針 ....................................................................... 23.

構造強度設計 ...................................................................... 5
3.1 構造強度の設計方針 ............................................................. 5
3.2 機能維持の方針 ................................................................ 104.

荷重及び荷重の組合せ並びに許容限界 ............................................... 56
4.1 荷重及び荷重の組合せ .......................................................... 56
4.2 許容限界 ...................................................................... 66

5.

強度評価方法 ..................................................................... 82
5.1 建屋・構造物に関する評価式 .................................................... 83

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

5.2 機器・配管系に関する評価式 .................................................... 916.

適用規格 ........................................................................ 137

1.

概要
本資料は，
「実用発電用原子炉及びその附属施設の技術基準に関する規則」（以下「技術基準
規則」という。）第 7 条及びその「実用発電用原子炉及びその附属施設の技術基準に関する規則の解釈」（以下「解釈」という。）に適合し，技術基準規則第 54 条及びその解釈に規定される「重大事故等対処設備」を踏まえた重大事故等対処設備に配慮する設計とするため，
Ⅴ-1-1-2「発電用原子炉施設の自然現象等による損傷防止に関する説明書」のうちⅤ-1-1-23-3「竜巻防護に関する施設の設計方針」（以下「Ⅴ-1-1-2-3-3」という。
）に基づき，竜巻の影響を考慮する施設が，設計竜巻に対して要求される強度を有することを確認するための強度評価方針について説明するものである。
強度評価は，Ⅴ-1-1-2「発電用原子炉施設の自然現象等による損傷防止に関する説明書」のうちⅤ-1-1-2-3-1「竜巻への配慮に関する基本方針」（以下「Ⅴ-1-1-2-3-1」という。
）に示す適用規格を用いて実施する。
竜巻飛来物防護対策設備である防護対策施設の設計方針については，Ⅴ-3-別添 1-2「防護NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

対策施設の強度計算の方針」に示し，屋外重大事故等対処設備の固縛装置の設計方針について
は，Ⅴ-3-別添 1-3「屋外重大事故等対処設備の固縛装置の強度計算の方針」に示す。具体的な計算の方法及び結果は，Ⅴ-3-別添 1-2-1「防護対策施設の強度計算書｣及びⅤ-3-別添 1-3-1「屋外重大事故等対処設備の固縛装置の強度計算書」に示す。その他の竜巻の影響を考慮する
施設の具体的な計算の方法及び結果は，Ⅴ-3-別添 1-1-1「竜巻より防護すべき施設を内包する
施設の強度計算書」からⅤ-3-別添 1-1-10「波及的影響を及ぼす可能性がある施設の強度計算書」に示す。
2.

強度評価の基本方針
強度評価は，「2.1 評価対象施設」に示す評価対象施設を対象として，「4.1 荷重及び荷重の組合せ」で示す設計竜巻荷重及び組み合わすべきその他の荷重による組合せ荷重により生じる応力等が「4.2 許容限界」で示す許容限界内にあることを「5. 強度評価方法」に示す計算方法を使用し，「6. 適用規格」に示す適用規格を用いて確認する。

2.1 評価対象施設
Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」にて構造強度上の性能目標を設定している竜巻の影響を考慮する施設を強度評価の対象とする。強度評価を行うにあたり，評価対象施設を以下のとおり分類することとし，表 2-1 に示す。
(1) 竜巻より防護すべき施設を内包する施設
屋内の竜巻より防護すべき施設を防護する外殻となる，竜巻より防護すべき施設を内包する施設とする。
(2) 屋外の防護対象施設
設計竜巻荷重及びそれと組み合わせる荷重に対し構造強度を保持する必要がある屋
外の防護対象施設とする。
(3) 外気と繋がっている屋内の防護対象施設
設計竜巻荷重及びそれと組み合わせる荷重に対し構造強度を保持する必要がある，
1

外気と繋がっている屋内の防護対象施設とする。
(4) 防護対象施設に波及的影響を及ぼす可能性がある施設
防護対象施設に波及的影響を及ぼす可能性がある施設とする。
2.2 評価方針
竜巻の影響を考慮する施設は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」にて設定している構造強度設計上の性能目標を達成するため，「2.1 評価対象施設」で分類した施設ごとに，竜巻に対する強度評価を実施する。
強度評価の評価方針は，それぞれ「2.2.1(1) 衝突評価」の方針，「2.2.1(2) 構造強度評価」の方針及び「2.2.1(3) 動的機能維持評価」の方針に分類でき，評価対象施設はこれらの評価を実施する。
防護対象施設及び波及的影響を及ぼす可能性がある施設の強度評価は，防護措置として設置する防護対策施設，竜巻より防護すべき施設を内包する施設の強度評価を踏まえたもので

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0あるため，防護対策施設，竜巻より防護すべき施設を内包する施設について示したうえで，防護対象施設及び防護対象施設に波及的影響を及ぼす可能性がある施設について示す。
2.2.1 評価の分類(1) 衝突評価
衝突評価は，竜巻による設計飛来物による衝撃荷重に対する直接的な影響の評価として，評価対象施設が，貫通を生じず，ひずみ等の変形が生じた場合においても，防護対象施設の機能を保持可能な状態に留めることを確認する評価とする。
評価対象施設の構造及び当該施設の機能を考慮し，飛来物の衝突により想定される損傷モードを以下のとおり分類し，それぞれの評価方針を設定する。
a. 建屋・構造物(a) 貫通(2) 構造強度評価
構造強度評価は，竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及び設計飛来物による衝撃荷重により生じる応力等に対し，評価対象施設及びその支持構造物が，当該施設の機能を保持可能な構造強度を有することを確認する評価とする。構造強度評価は，構造強度により閉止性及び開閉機能を確保することの評価を含む。
構造強度評価は，評価対象施設の構造を考慮し，以下の分類ごとに評価方針を設定する。
a. 建屋・構造物
建屋・構造物の構造強度評価は，鉄筋コンクリート造構造物と鋼製構造物に分類し，その構造を踏まえた評価項目を抽出する。
(a) 鉄筋コンクリート造構造物
イ. 裏面剥離
ロ. 脱落
ハ. 倒壊
2

(b) 鋼製構造物
イ. 脱落
ロ. 倒壊
b. 機器・配管系(a) 立形ポンプ(b) 4 脚たて置円筒形容器(c) たて置円筒形容器(d) よこ置円筒形容器(e) 排気筒(f) 配管及び弁(g) ダクト(h) 隔離弁(i) ファン

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0(j) 冷凍機(3) 動的機能維持評価
動的機能維持評価は，設計竜巻荷重及びその他の荷重に対し，竜巻時及び竜巻通過後において，評価対象施設のうちポンプ等の動的機器が，当該施設の動的機能を保持可能なことを確認する評価とする。
a. 機器・配管系(a) 立形ポンプ3

表 2-1 強度評価における施設分類
強度評価における分類(1) 竜巻より防護すべき施設を内包する施設 ・原子炉建屋
・タービン建屋
・軽油貯蔵タンクタンク室

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0(2) 屋外の防護対象施設

施設名称

・非常用ディーゼル発電機吸気フィルタ
・高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機吸気フィルタ
・非常用ディーゼル発電機室ルーフベントファン
・高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機室ルーフベントファン
・中央制御室換気系冷凍機
・残留熱除去系海水系ポンプ
・残留熱除去系海水系ストレーナ
・非常用ディーゼル発電機用海水ポンプ
・非常用ディーゼル発電機用海水ストレーナ
・高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水ポンプ
・高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水ストレーナ
・排気筒
・配管及び弁（中央制御室換気系冷凍機，残留熱除去系海水系ポンプ
及びディーゼル発電機用海水ポンプ周り並びに非常用ガス処理系排気配管）(3) 外気と繋がっている屋 ・ダクト（非常用換気空調設備）
内の防護対象施設・隔離弁（非常用換気空調設備）
・ファン（非常用換気空調設備）(4) 防護対象施設に波及的影響を及ぼす可能性がある施設
a. 機械的影響を与える可能性がある施設b. 機能的影響を与える可能性がある施設

a. 機械的影響を与える可能性がある施設
・サービス建屋・海水ポンプエリア防護壁
・鋼製防護壁b. 機能的影響を与える可能性がある施設
・非常用ディーゼル発電機排気消音器
・高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機排気消音器
・非常用ディーゼル発電機排気配管
・非常用ディーゼル発電機燃料デイタンクベント管・非常用ディーゼル発電機機関ベント管
・非常用ディーゼル発電機潤滑油サンプタンクベント管
・高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機排気配管
・高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機燃料デイタンクベント管
・高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機機関ベント管
・高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機潤滑油サンプタンクベント管・残留熱除去系海水系配管（放出側）
・非常用ディーゼル発電機用海水配管（放出側）
・高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水配管（放出側）

4

3.

構造強度設計
Ⅴ-1-1-2-3-1 で設定している設計竜巻に対し，「2.1 評価対象施設」で設定している施設が，構造強度設計上の性能目標を達成するよう，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「4. 機能設計」で設定している各施設が有する機能を踏まえ，構造強度の設計方針を設定する。
各施設の構造強度の設計方針を設定し，設計竜巻荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，各施設の構造強度を保持するよう構造設計と評価方針を設定する。
3.1 構造強度の設計方針
Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」で設定している構造強度上の性能目標を達成するための設計方針を「2.1 評価対象施設」で設定している評価対象施設分類ごとに示す。
(1) 竜巻より防護すべき施設を内包する施設
原子炉建屋，タービン建屋及び軽油貯蔵タンクタンク室は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.4(3) 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0を踏まえ，設計竜巻荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，設計飛来物が竜巻より防護すべき施設に衝突することを防止するために，竜巻より防護すべき施設を内包する施設のうち，竜巻より防護すべき施設の外殻を構成する部材を設計飛来物が貫通せず，また，竜巻より防護すべき施設に波及的影響を与えないために，竜巻より防護すべき施設を内包する施設のうち，竜巻より防護すべき施設の外殻を構成する部材の転倒及び脱落が生じない設計とする。
(2) 屋外の防護対象施設a.

非常用ディーゼル発電機吸気フィルタ，高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機吸気フィ
ルタ
非常用ディーゼル発電機吸気フィルタ及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機吸気フィルタ（以下「ディーゼル発電機吸気フィルタ」という。）は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3.
要求機能及び性能目標」の「3.1(1)c. 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，脚部をディーゼル発電機室屋上面に設けたコンクリート基礎に固定し，主要な構造部材がディーゼル発電機の吸気機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。

b.

非常用ディーゼル発電機室ルーフベントファン，高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機
室ルーフベントファン
非常用ディーゼル発電機室ルーフベントファン及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル発
電機ルーフベントファン（以下「ディーゼル発電機室ルーフベントファン」という。）
は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.1(1)c. 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の風圧力による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，ディーゼル発電機室屋上面に設けたコンクリート基礎に本体を基礎ボルトで固定し，主要な構造部材がディーゼル発電機室からの排気機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。

5

c.

中央制御室換気系冷凍機
中央制御室換気系冷凍機は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.1(1)c.
性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の風圧力による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，原子炉建屋付属棟屋上面に取付ボルトで固定し，主要な構造部材が中央制御室の冷却のための熱交換機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。

d.

残留熱除去系海水系ポンプ
残留熱除去系海水系ポンプは，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.1(1)c. 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，海水ポンプ
室床面のコンクリート基礎に本体を基礎ボルトで固定するとともに，ポンプの機能維持に必要な付属品を本体にボルト固定し，主要な構造部材が海水の送水機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。また，海水を送水するための動的機能を保持する設計とす

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0る。
e.

非常用ディーゼル発電機用海水ポンプ，高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水ポ
ンプ
非常用ディーゼル発電機用海水ポンプ及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水ポンプ（以下「ディーゼル発電機用海水ポンプ」という。）は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3.
要求機能及び性能目標」の「3.1(1)c. 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，海水ポンプ室床面のコンクリート基礎に本体を基礎ボルトで固定するとともに，ポンプの機能維持に必要な付属品を本体にボルト固定し，主要な構造部材が海水の送水機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。また，海水を送水するための動的機能を保持する設計とする。

f.

残留熱除去系海水系ストレーナ
残留熱除去系海水系ストレーナは，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.1(1)c. 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，海水ポンプ室
床面のコンクリート基礎に本体を基礎ボルトで固定し，主要な構造部材が海水中の固形物を除去する機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。

g.

非常用ディーゼル発電機用海水ストレーナ，高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水ストレーナ
非常用ディーゼル発電機用海水ストレーナ及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機
用海水ストレーナ（以下「ディーゼル発電機用海水ストレーナ」という。）は，Ⅴ-1-12-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.1(1)c. 性能目標」で設定している構造強度設
計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他
考慮すべき荷重に対し，海水ポンプ室床面のコンクリート基礎に本体を基礎ボルトで固定し，主要な構造部材が海水中の固形物を除去する機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。
6h.

排気筒
排気筒は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.1(1)c. 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，排気筒の支持架構にサポートで支持し，主要な構造部材が流路を確保する機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。

i.

配管及び弁（中央制御室換気系冷凍機周り，残留熱除去系海水系ポンプ及びディーゼル
発電機用海水ポンプ周り並びに非常用ガス処理系排気配管）
配管及び弁（中央制御室換気系冷凍機周り，残留熱除去系海水系ポンプ及びディーゼ
ル発電機用海水ポンプ周り並びに非常用ガス処理系排気配管）は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3.
要求機能及び性能目標」の「3.1(1)c. 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，原子炉付属棟屋上床面及び海水ポンプ室に設けたコンクリート基礎，支持架構に固定し，主要な構造部材が流路を確保する機能を保持可能な構造強度を有する設

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0計とする。
(3) 外気と繋がっている屋内の防護対象施設a.

ダクト（非常用換気空調設備）
ダクト（非常用換気空調設備）は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.1(2)c. 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，原子炉建屋の壁面等にサポートで支持し，主要な構造部材が流路を確保する機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。

b.

隔離弁（非常用換気空調設備）
隔離弁（非常用換気空調設備）は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.1(2)c. 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，非常用換気空調設備のダクトに固定し，開閉可能な機能及び閉止性の維持を考慮して主要な構造部材が構造健全性を維持する設計とする。
「(3)

外気と繋がっている屋内の防護対象施設」の屋内の防護対象施設の設計フローを図 3-1 に示す。

7

竜巻防護設計
基本設計条件
・設計荷重
・荷重条件
Yes

外気と繋がっているか
No

気圧差による荷重

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

に対する強度評価

許容値を

No

満足するか
Yes

設計終了

図 3-1 屋内の防護対象施設の設計フロー

8

防護措置

(5) 防護対象施設に波及的影響を及ぼす可能性がある施設
a.

機械的影響を与える可能性がある施設(a) サービス建屋
サービス建屋は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.5(3) 性能目標」
で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻荷重及びその他考慮
すべき荷重に対し，竜巻より防護すべき施設を内包する原子炉建屋及びタービン建屋に接触による影響を及ぼさない設計とする。
(b) 鋼製防護壁
鋼製防護壁は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.5(3) 性能目標」
で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の風圧力による荷重，
設計飛来物による衝撃荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，防護対象施設に倒壊による影響を及ぼさない設計とする。
b.

機能的影響を与える可能性がある施設

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0(a) 非常用ディーゼル発電機排気消音器及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機排気消音器
非常用ディーゼル発電機排気消音器及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機排気消音器（以下「ディーゼル発電機排気消音器」という。）は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.5(3) 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の風圧力による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，排気機能を保持するために，ディーゼル発電機室屋上面に設けたコンクリート基礎に本体を取付ボルト又は基礎ボルトで固定し，主要な構造部材が排気機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。
(b) ディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管
非常用ディーゼル発電機排気配管，非常用ディーゼル発電機燃料デイタンクベント
管，非常用ディーゼル発電機機関ベント管，非常用ディーゼル発電機潤滑油サンプタ
ンクベント管，高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機排気配管，高圧炉心スプレイ系
ディーゼル発電機燃料デイタンクベント管，高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機機
関ベント管，高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機潤滑油サンプタンクベント管（以下「ディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管」という。）は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.5(3) 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の風圧力による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，排気機能を保持するために，サポートによる支持で建屋壁面等に固定し，主要な構造
部材が排気機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。
(c) 残留熱除去系海水系配管（放出側）
残留熱除去系海水系配管（放出側）は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.5(3) 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計
竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，海水放出機能を保持するために，サポート又は架台による支持で固定し，主要な構造部材が海水放出機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。
9

(d) 非常用ディーゼル発電機用海水配管（放出側）及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル
発電機用海水配管（放出側）
非常用ディーゼル発電機用海水配管（放出側）及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル
発電機用海水配管（放出側）（以下「ディーゼル発電機用海水配管（放出側）」という。）は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」の「3.5(3) 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，海水放出機能を保持するために，サポート又は架台による支持で固定し，主要な構造部材が海水放出機能を保持可能な構
造強度を有する設計とする。
3.2 機能維持の方針
Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3.要求機能及び性能目標」で設定している構造強度上の性能目標を達成するために，「3.1 構造強度の設計方針」に示す設計方針を踏まえ，Ⅴ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2)NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を適切に考慮して，各施設の構造設計及びそれを踏まえた評価方針を設定する。
(1) 竜巻より防護すべき施設を内包する施設
竜巻より防護すべき施設を内包する施設の機能維持の方針は，施設の設置状況に応じ，以下の方針とする。
a.

建屋（原子炉建屋及びタービン建屋）(a) 構造設計
建屋は，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
建屋に作用する荷重は，外殻を構成する屋根スラブ及び外壁に作用し，建屋内に配置された耐震壁又は鉄骨架構を介し，直接岩盤等に支持する基礎版へ伝達する構造とする。
建屋の構造計画を表 3-1 に示す。
(b) 評価方針
イ. 衝突評価
建屋の衝突評価については，設計飛来物が竜巻より防護すべき施設の外殻を構成する部材を貫通しない設計とするために，設計飛来物による衝撃荷重に対し，当該部材が設計飛来物の貫通を生じない厚さ以上であることを計算及び解析により確認する。評価方法としては，「5.1.1 鉄筋コンクリート造構造物(3)強度評価方法」に示す強度評価式により算出した厚さもしくはＦＥＭを用いた解析により算出したひずみを基に評価を行う。
また，竜巻より防護すべき施設の外殻となる部材である原子炉建屋大物搬入口扉（原子炉建屋原子炉棟水密扉及び機器搬入口内側扉）及び原子炉建屋付属棟 1 階電
気室搬入口水密扉についても，設計竜巻荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，設計飛来物が外殻となる原子炉建屋大物搬入口扉（原子炉建屋原子炉棟水密扉及び機10

器搬入口内側扉）及び原子炉建屋付属棟 1 階電気室搬入口水密扉を貫通しない設計とするために，当該部材が設計飛来物の貫通を生じない厚さ以上であることを計算により確認する。評価方法としては，「5.1.1 鉄筋コンクリート造構造物(3)強度評
価方法」に示す強度評価式を基に評価を行う。
ロ. 構造強度評価
建屋の構造強度評価については，竜巻より防護すべき施設に波及的影響を与えない確認として，設計飛来物による衝撃荷重に対し，竜巻より防護すべき施設の外殻となる部材自体の脱落を生じない設計とするために，外殻となる屋根スラブ及び壁面のうち，コンクリートの裏面剥離により内包する防護対象施設への影響が考えられる箇所については，裏面剥離によるコンクリート片の飛散が生じない最小厚さ以上であることを計算により確認する。評価方法としては，「5.1.1 鉄筋コンクリ
ート造構造物(3) 強度評価方法」に示す強度評価式により算出した厚さを基に評価を行う。外殻となる屋根スラブ及び壁面において裏面剥離によるコンクリート片NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0の飛散が生じない最小厚さ以上であることの確認ができない場合は，屋根スラブについては，デッキプレートが終局状態に至るようなひずみを生じないことを解析により確認する。評価方法としては，ＦＥＭを用いた解析により算出したひずみを基に評価を行う。その他の部位については，当該部位若しくは当該部位の裏面剥離の影響を受ける防護対象施設に，裏面剥離対策が施されていることを確認する。
また，防護対象施設の外殻となる部材自体の転倒及び脱落を生じない設計とする
ために，設計竜巻荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，屋根スラブ，屋根スラブのスタッドボルト及び構造躯体に終局状態に至るようなひずみ又は応力が生じないことを計算及び解析により確認する。評価方法としては，ＦＥＭを用いた解析により算出したひずみ及び「5.1.2 鋼製構造物(3) 強度評価方法」に示す強度評価式により算出した応力並びに建屋の地震応答解析モデルを用いて算出したせん断ひず
みを基に評価を行う。
防護対象施設の外殻となる部材である原子炉建屋大物搬入口扉（原子炉建屋原子炉棟水密扉）及び原子炉建屋付属棟 1 階電気室搬入口水密扉については，設計竜巻の気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，扉支持部材の破断による脱落を生じないことを計算により確認する。

11

表 3-1 建屋の構造計画(1/3)
施設
分類

施設名称

計画の概要
主体構造

支持構造

【位置】

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

建屋

12

説明図

表 3-1 建屋の構造計画(2/3)

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

施設名称

原子炉建屋

計画の概要
主体構造

支持構造

荷重は建屋の外殻を構成する屋根及び外鉄筋コンクリー壁に作用し，ト造の主体構造
建屋内に配置及び鉄骨造の陸された耐震壁屋根で構成す
等を介し，基る。
礎版へ伝達す
る構造とす
る。

13

説明図

表 3-1 建屋の構造計画(3/3)

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

施設名称

タービン建屋

計画の概要
主体構造

支持構造

鉄筋コンクリート造の主体構造及び鉄骨造の陸屋根で構成する。

荷重は建屋の外殻を構成する屋根及び外壁に作用し，
建屋内に配置された耐震壁等を介し，基礎版へ伝達す
る構造とす
る。

14

説明図

b.

軽油貯蔵タンクタンク室(a) 構造設計
軽油貯蔵タンクタンク室は，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
軽油貯蔵タンクタンク室は，地下に埋設された鉄筋コンクリート造とし，地上部に露出する開口部は鋼製の蓋を設置する構造とする。
軽油貯蔵タンクタンク室に作用する荷重は，地上に露出した鋼製蓋に作用し，鉄筋コンクリート造の躯体を介し，直接岩盤等に支持する基礎版へ伝達する構造とする。
軽油貯蔵タンクタンク室の構造計画を表 3-2 に示す。
(b) 評価方針
イ. 衝突評価
軽油貯蔵タンクタンク室の衝突評価については，設計飛来物による衝撃荷重に対NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

し，設計飛来物が施設の外殻を構成する部材を貫通しない設計とするために，地上に露出した鋼製蓋が設計飛来物の貫通を生じない最小厚さ以上であることを計算により確認する。評価方法としては，「5.1.1 鉄筋コンクリート造構造物(3)強度評価方法」に示す強度評価式により算出した厚さを基に評価を行う。
ロ. 構造強度評価
軽油貯蔵タンクタンク室の構造強度評価については，設計飛来物による衝撃荷重に対し，竜巻より防護すべき施設に波及的影響を与えないよう，軽油貯蔵タンクタ
ンク室の外殻を構成する部材自体の脱落を生じない設計とするために，頂版が裏面
剥離によるコンクリート片の飛散が生じない最小厚さ以上であることを計算により確認する。評価方法としては，「5.1.1 鉄筋コンクリート造構造物 (3)強度評価方法」に示す強度評価式により算出した厚さを基に評価を行う。

15

表 3-2 軽油貯蔵タンクタンク室の構造計画(1/2)
施設
分類

施設名称

計画の概要
主体構造

支持構造

【位置】

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

建屋

16

説明図

表 3-2 軽油貯蔵タンクタンク室の構造計画(2/2)

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

施設名称

軽油貯蔵タンク
タンク室

計画の概要
主体構造

支持構造

地下に埋設された外殻の躯
体を鉄筋コンクリート造とし，地上部に露出する開口部は鋼製の蓋により構成する。

荷重は地上に露出した鋼製蓋に作用し，
鉄筋コンクリート造の躯体を介し，基礎版へ伝達する設計とする。

17

説明図

(2) 屋外の防護対象施設
a.

ディーゼル発電機吸気フィルタ(a) 構造設計
ディーゼル発電機吸気フィルタは，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計
方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
ディーゼル発電機吸気フィルタの構造は 4 脚たて置円筒型容器構造とし，支持脚はディーゼル発電機室屋上面基礎部に溶接により固定する構造とする。
また，作用する荷重については，ディーゼル発電機吸気フィルタに作用し，支持脚に伝達される構造とする。
ディーゼル発電機吸気フィルタの構造計画を表 3-2 に示す。
(b) 評価方針
イ. 構造強度評価

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

ディーゼル発電機吸気フィルタの構造強度評価については，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，ディーゼル発電機
吸気フィルタの胴板及び支持脚に生じる応力が許容応力以下であることを計算により確認する。評価方法としては，「5.2.2(1） 4 脚たて置円筒形容器（ディーゼル発電機吸気フィルタ）(3) 強度評価方法」に示すとおり，評価式により算出した応力を基に評価を行う。

18

表 3-2 ディーゼル発電機吸気フィルタの構造計画
施設名称

計画の概要
主体構造

支持構造

説明図

【位置】
ディーゼル発電機吸気フィルタは，ディーゼル発電機室屋上面に設置する設計としている。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

胴板

ディーゼル発4 脚たて置円筒
電機吸気フィ
型容器
ルタ

ディーゼル発電機
室屋上面に設けたコンクリート基礎の基礎プレートに溶接で固定する。

19

支持脚

b.

ディーゼル発電機室ルーフベントファン(a) 構造設計
ディーゼル発電機室ルーフベントファンは，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
ディーゼル発電機室ルーフベントファンは，鋼製のケーシング及び羽根車を主体構造とし，ディーゼル発電機室屋上面に設けたコンクリート基礎に本体を基礎ボルトで固定する構造とする。また，作用する荷重については，ケーシングに作用し，基礎ボ
ルトに伝達する構造とする。
ディーゼル発電機室ルーフベントファンの構造計画を表 3-3 に示す。
(b) 評価方針
イ. 構造強度評価
ディーゼル発電機室ルーフベントファンの構造強度評価については，設計竜巻のNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

風圧力による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，ディーゼル発電機室ルーフベ
ントファンを構成する基礎ボルトに生じる応力が許容応力以下であることを計算により確認する。評価方法としては，「5.2.4.(3) ファン c. 強度評価方法」に示
すとおり，評価式により算出した応力を基に評価を行う。

20

表 3-3 ディーゼル発電機室ルーフベントファンの構造計画
計画の概要
説明図

施設名称
主体構造

支持構造

【位置】
ディーゼル発電機室ルーフベントファンは，ディーゼル発電機室屋上面に設置する設計としている。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

基礎ボルト

ディー ゼル発電機 室
ディーゼル発 ケ ー シ ン グ 及 び 屋上面 に設けたコ ン
電機室ルーフ 羽 根 車 な ど の 鋼 クリー ト基礎に本 体
ベントファン 材で構成する。 を基礎 ボルトで固 定
する。

主軸

ケーシング

羽根車

21

c.

中央制御室換気系冷凍機(a) 構造設計
中央制御室換気系冷凍機は，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
中央制御室換気系冷凍機は，空気を冷却する熱交換器，圧縮機及び送風機をケーシングで覆ったユニット形式とし，原子炉建屋付属棟屋上面に取付ボルトで固定する構造とする。また，作用する荷重については，ケーシングに作用し，取付ボルトに伝達する構造とする。
中央制御室換気系冷凍機の構造計画を表 3-4 に示す。
(b) 評価方針
イ. 構造強度評価
中央制御室換気系冷凍機の構造強度評価については，設計竜巻の風圧力による荷NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

重及びその他考慮すべき荷重に対し，中央制御室換気系冷凍機のケーシングを支持する取付ボルトに生じる応力が許容応力以下であることを計算により確認する。
評価方法としては，「5.2.4.(4) 冷凍機 c. 強度評価方法」に示すとおり，評価式により算出した応力を基に評価を行う。

22

表 3-4 中央制御室換気系冷凍機の構造計画
計画の概要
説明図

施設名称
主体構造

支持構造

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0【位置】
中央制御室換気系冷凍機は，原子炉建屋付属棟屋上面に設置する設計としている。

空気を冷却する
熱交換器，圧縮
原子炉建屋付属棟屋上面
中央制御室
機及び送風機をに取付ボルトで固定す
換気系冷凍機 ケ ー シ ン グ で 覆る。
ったユニット形式で構成する。

ケーシング

取付ボルト

23

d.

残留熱除去系海水系ポンプ(a) 構造設計
残留熱除去系海水系ポンプは，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計方針
及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
残留熱除去系海水系ポンプは，立形ポンプの上に原動機を取り付け，原動機によりポンプの軸を回転させる構造とする。
ポンプはコンクリート基礎に基礎ボルトで固定し，原動機はポンプの上の原動機支え台にボルトで結合する構造とする。端子箱等のポンプの機能保持に必要な附属品
は，原動機にボルトで結合する。また，作用する荷重については，各取付ボルトを介して接続する構造部材に伝達し，基礎ボルトに伝達する構造とする。
残留熱除去系海水系ポンプの構造計画を表 3-5 に示す。
(b) 評価方針

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

イ. 構造強度評価
残留熱除去系海水系ポンプの構造強度評価については，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，残留熱除去系海水系ポンプ及びポンプの機能保持に必要な附属品を支持する基礎ボルト及び取付ボルト
並びにポンプの機能保持に必要な附属品を支持する原動機フレームに生じる応力
が許容応力以下であることを計算により確認する。評価方法としては，「5.2.1(1)立形ポンプ c. 強度評価方法」に示すとおり，評価式により算出した応力を基に評価を行う。
ロ. 動的機能維持評価
残留熱除去系海水系ポンプの動的機能維持評価については，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，軸受部における発生荷重が，動的機能を保持可能な許容荷重以下であることを計算により確認する。
評価方法としては，「5.2.1(1) 立形ポンプ c. 強度評価方法」に示すとおり，評価
式により算出した荷重を基に評価を行う。

24

表 3-5 残留熱除去系海水系ポンプの構造計画
施設名称

計画の概要
主体構造

説明図

支持構造

【位置】
残留熱除去系海水系ポンプは，海水ポンプ室に設置する設計としている。

残留熱除去
系海水系ポ 立形ポンプ
ンプ

コンクリート基礎に基礎ボルトで固定する。

上部軸受タンク
カバー
上部軸受ブラケット
原動機フレームNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

一次側端子箱

原動機取付ボルト
原動機台

立形ポンプの上にボル鋼製の原動機
残留熱除去
ト（原動機取付ボル
フレームに附系海水系ポト）で結合する。附属属品が取り付
ンプ原動機
品は取付ボルトで固定けられた構造する。

25

原動機台取付ボルト
据付面基礎ボルト

e.

ディーゼル発電機用海水ポンプ(a) 構造設計
ディーゼル発電機用海水ポンプは，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計
方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
ディーゼル発電機用海水ポンプは，立形ポンプの上に原動機を取り付け，原動機によりポンプの軸を回転させる構造とする。
ポンプはコンクリート基礎に基礎ボルトで固定し，原動機はポンプの上の原動機支え台にボルトで結合する構造とする。端子箱等のポンプの機能保持に必要な附属品
は，原動機にボルトで結合する。また，作用する荷重については，各取付ボルトを介して接続する構造部材に伝達し，基礎ボルトに伝達する構造とする。
ディーゼル発電機用海水ポンプの構造計画を表 3-6 に示す。
(b) 評価方針

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

イ. 構造強度評価
ディーゼル発電機用海水ポンプの構造強度評価については，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，ディーゼル発電機
用海水ポンプ及びポンプの機能保持に必要な附属品を支持する基礎ボルト及び取付ボルト並びにポンプの機能保持に必要な附属品を支持する原動機フレームに生じる応力が許容応力以下であることを計算により確認する。評価方法としては，「5.2.1(1) 立形ポンプ c. 強度評価方法」に示すとおり，評価式により算出した応力を基に評価を行う。
ロ. 動的機能維持評価
ディーゼル発電機用海水ポンプの動的機能維持評価については，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，軸受部における発生荷重が，動的機能を保持可能な許容荷重以下であることを計算により確認する。評価方法としては，「5.2.1(1) 立形ポンプ c. 強度評価方法」に示すとおり，
評価式により算出した荷重を基に評価を行う。

26

表 3-6 ディーゼル発電機用海水ポンプの構造計画
施設名称

計画の概要
主体構造

説明図

支持構造

【位置】
ディーゼル発電機用海水ポンプは，海水ポンプ室に設置する設計としている。

ディーゼル
発電機用海 立形ポンプ
水ポンプ

コンクリート基礎に基礎
主回路用端子箱
ボルトで固定する。

エンドカバー
原動機フレーム
スペースヒー
タ用端子箱

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

原動機取付
ボルト
原動機台

ディーゼル 鋼製の原動機 立形ポンプの上にボルト発電機用海 フレームに附 （原動機取付ボルト）で水ポンプ原 属品が取り付 結合する。附属品は取付動機けられた構造 ボルトで固定する。

27

原動機台取
付ボルト
据付面基礎
ボルト

f.

残留熱除去系海水系ストレーナ(a) 構造設計
残留熱除去系海水系ストレーナは，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計
方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3 (2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
残留熱除去系海水系ストレーナは円筒型の容器と支持脚が鋳物一体構造となったたて置円筒形容器を主体構造とし，支持脚をコンクリート基礎に基礎ボルトで固定す
る構造とする。また，作用する荷重については，支持脚を介して基礎ボルトに伝達す
る構造とする。
残留熱除去系海水系ストレーナの構造計画を表 3-7 に示す。
(b) 評価方針
イ. 構造強度評価
残留熱除去系海水系ストレーナの構造強度評価については，設計竜巻の風圧力にNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

よる荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，海水ストレーナを支持する基礎ボルトに生じる応力が許容応力以下であることを計算により確認する。評価方法としては，「5.2.2(2) たて置円筒形容器 c. 強度評価方法」に示すとおり，評価式により算出した応力を基に評価を行う。

28

表 3-7 残留熱除去系海水系ストレーナの構造計画
施設名称

計画の概要
主体構造

説明図

支持構造

【位置】
残留熱除去系海水系ストレーナは，海水ポンプ室に設置する設計としている。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

円筒型の容器と支残留熱除去系
支持脚をコンクリート
持脚が鋳物一体構
海水系ストレ
基礎に基礎ボルトで固造となったたて置
ーナ
定する。
円筒形容器
胴板

支持脚
基礎ボルト

29

g.

ディーゼル発電機用海水ストレーナ(a) 構造設計
ディーゼル発電機用海水ストレーナは，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している
設計方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3 (2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
ディーゼル発電機用海水ストレーナは円筒型の容器と支持脚が鋳物一体構造となったたて置円筒形容器を主体構造とし，支持脚をコンクリート基礎に基礎ボルトで固定する構造とする。また，作用する荷重については，支持脚を介して基礎ボルトに伝達する構造とする。
ディーゼル発電機用海水ストレーナの構造計画を表 3-8 に示す。
(b) 評価方針
イ. 構造強度評価
ディーゼル発電機用海水ストレーナの構造強度評価については，設計竜巻の風圧

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，ディーゼル発
電機用海水ストレーナを支持する基礎ボルトに生じる応力が許容応力以下である
ことを計算により確認する。評価方法としては，「5.2.2(2) たて置円筒形容器 c.
強度評価方法」に示すとおり，評価式により算出した応力を基に評価を行う。

30

表 3-8 ディーゼル発電機用海水ストレーナの構造計画
施設名称

計画の概要
主体構造

説明図

支持構造

【位置】
ディーゼル発電機用海水ストレーナは，海水ポンプ室に設置する設計としている。

円筒型の容器と支ディーゼル発支持脚をコンクリー
持脚が鋳物一体構
電機用海水スト基礎に基礎ボルト造となったたて置
トレーナで固定する。
円筒形容器
NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

胴板
胴板
支持脚
支持脚
基礎ボルト

31

h.

排気筒

(a) 構造設計
排気筒は，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
排気筒の筒身は，鋼管を主体構造とし，排気筒を支持する鉄塔にサポート及びダンパで支持する構造とする。また，作用する荷重については，筒身及び鉄塔を介して基礎ボルトに伝達する構造とする。
排気筒の構造計画を表 3-9 に示す。
(b) 評価方針
イ. 構造強度評価
排気筒の構造強度評価については，設計竜巻の風圧力による荷重及びその他考慮
すべき荷重に対し，筒身及び鉄塔に生じる応力が許容応力以下であることを計算

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

により確認する。評価方法としては，「5.2.3 排気筒(3) 強度評価方法」に示すとおり，評価式により算出した応力を基に評価を行う。

32

表 3-9 排気筒の構造計画
施設名称

計画の概要
主体構造

説明図

支持構造

【位置】
排気筒は，屋外に設置する設計としている。

EL.148000
非常用ガス処理系排気筒
非常用ガス処理系排気配管
φ428.6（内径）

22457

筒身
主排気筒

鉄塔追加範囲2

13338

EL.125543

16773

3

EL.95432

鉄塔

EL.75444
522826

筒身を支持する鉄塔にサポート及びダンパで支持する。

140000EL.52618
13618

6

6-7

12743

EL.39000

EL.26257

17757

7

500

鋼管で構成する。

117543

排気筒

19988

4

鉄塔補強範囲NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

EL.112205

EL.8500
EL.8000

φ4500（内径）28000(EL.8000)

33

i.

配管及び弁（中央制御室換気系冷凍機周り，残留熱除去系海水系ポンプ及びディーゼ
ル発電機用海水ポンプ周り並びに非常用ガス処理系排気配管）(a) 構造設計
中央制御室換気系冷凍機周り，残留熱除去系海水系ポンプ及びディーゼル発電機用
海水ポンプ周り並びに非常用ガス処理系排気配管の配管及び弁は，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
中央制御室換気系冷凍機周り，残留熱除去系海水系ポンプ及びディーゼル発電機用
海水ポンプ周り並びに非常用ガス処理系排気配管の配管及び弁は，鋼製の配管本体及び弁を主体構造とし，支持構造物により床及び壁等に支持する構造とする。また，作用する荷重については，配管本体に作用する構造とする。
中央制御室換気系冷凍機周り，残留熱除去系海水系ポンプ及びディーゼル発電機用
海水ポンプ周り並びに非常用ガス処理系排気配管の配管及び弁の構造計画を表 3-10 にNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0示す。
(b) 評価方針
イ. 構造強度評価
配管及び弁（中央制御室換気系冷凍機周り，残留熱除去系海水系ポンプ及びディーゼル発電機用海水ポンプ周り並びに非常用ガス処理系排気配管）の構造強度評価については，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，配管本体に生じる応力が許容応力以下であることを計算により確認する。評価方法としては，「5.2.4 配管及び弁(3) 強度評価方法」に示すとおり，評価式により算出した応力を基に評価を行う。

34

表 3-10 配管及び弁（中央制御室換気系冷凍機周り，残留熱除去系海水系ポンプ及びディーゼル
発電機用海水ポンプ周り並びに非常用ガス処理系排気配管）の構造計画

施設名称

計画の概要
主体構造

支持構造

説明図

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0【位置】
配管及び弁は，原子炉建屋付属棟屋上の中央制御室換気系冷凍機エリア及び海水ポンプ室並びに原子炉建屋壁面及び排気筒の支持鉄塔で支持する設計としている。

配管及び弁（中央制御室換気系冷凍機
周り，残留熱除去系海水系
ポンプ及びデ 配管本体及び弁ィーゼル発電 で構成する。
機用海水ポン
プ周り並びに非常用ガス処
理系排気配管）

配管本体及び弁は，支持構造物により床及び壁等から支持する。

35

(3) 外気と繋がっている屋内の防護対象施設a.

ダクト（非常用換気空調設備）(a) 構造設計
ダクト（非常用換気空調設備）は，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計
方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
ダクトは，鋼製のダクトを主体構造とし，支持構造物により建屋壁，床及びはり等に支持する構造とする。また，作用する荷重については，ダクト鋼板に作用する構造とする。
ダクト（非常用換気空調設備）の構造計画を表 3-11 に示す。
(b) 評価方針
イ. 構造強度評価
ダクト（非常用換気空調設備）の構造強度評価については，設計竜巻の気圧差に

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

よる荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，ダクトを構成するダクト鋼板に生じる応力が許容応力以下であることを計算により確認する。評価方法としては，ダクト形状で評価方法を分類し「5.2.5(1) ダクト a. 角ダクト(c) 強度評価方法」及び「5.2.5(1) ダクト b. 丸ダクト(c) 強度評価方法」に示すとおり，評価式により算出した応力を基に評価を行う。

36

表 3-11 ダクト（非常用換気空調設備）の構造計画
施設名称

計画の概要
主体構造

説明図

支持構造

【位置】
ダクト（非常用換気空調設備）は，十分な強度を有する建屋（原子炉建屋）に設置する設計としている。

【角ダクト】

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

ダクト鋼板

ダクト（非常ダクトは，支持構造物にダクト鋼板で構用換気空調設より建屋壁，床及び梁等成する。
備）から支持する。

【丸ダクト】
ダクト鋼板

37

b.

隔離弁（非常用換気空調設備）(a) 構造設計
隔離弁（非常用換気空調設備）は，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
隔離弁は，弁箱，弁体及び弁棒で構成し，接続ダクトで支持する構造とする。
内部の弁体，弁棒が回転することにより弁の開閉動作を行う構造とし，閉止時には，上流と下流の圧力差が気密性を有する弁の耐圧部に作用する構造とする。
隔離弁（非常用換気空調設備）の構造計画を表 3-12 に示す。
(b) 評価方針
イ. 構造強度評価
隔離弁（非常用換気空調設備）の構造強度評価については，開閉可能な機能

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

及び閉止性を考慮して，設計竜巻の気圧差で生じる圧力差が隔離弁の呼び圧力以下であることを確認する。評価方法としては，「5.2.5(2) 隔離弁 c. 強度評
価方法」に示すとおり，隔離弁（非常用換気空調設備）の呼び圧力と気圧差を基に評価を行う。

38

表 3-12 隔離弁（非常用換気空調設備）の構造計画
施設名称

計画の概要
主体構造

説明図

支持構造

【位置】
隔離弁（非常用換気空調設備）は，十分な強度を有する建屋（原子炉建屋）内に設置する設計としている。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

ダクト

隔離弁（非常 弁箱，弁体及び用換気空調設 弁 棒 で 構 成 す
備）
る。

隔離弁

接続ダクトで支持
する。
弁体

弁箱

弁棒

39

(4) 防護対象施設に波及的影響を及ぼす可能性がある施設
a.

機械的影響を与える可能性がある施設(a) サービス建屋
イ. 構造設計
サービス建屋は，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している設計方針及びⅤ1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
サービス建屋は，発電所建設時に設置した部分（以下「既設部」という。）及び，その後に増設した部分（以下「増設部」という。）で構成され，既設部及び増設部
並びに原子炉建屋及びタービン建屋は，それぞれ構造的に独立した建物である。本評価では原子炉建屋及びタービン建屋に隣接する既設部を対象とする。（以下，「サービス建屋」という場合は，既設部を指す。）

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

サービス建屋は，鉄筋コンクリート造のラーメン構造である。荷重は建屋の外殻を構成する屋根及び外壁に作用し，建屋内に配置された耐震壁等を介し，基礎版へ伝達する構造とする。
サービス建屋の構造計画を表 3-13 に示す。
ロ. 評価方針(イ) 構造強度評価
サービス建屋の構造強度評価については，設計竜巻荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，サービス建屋が原子炉建屋及びタービン建屋に接触する変形を生じないことを計算により確認する。評価方法としては，建屋の地震応答解析モデ
ルを用いて算出した変位を基に評価を行う。

40

表 3-13 サービス建屋の構造計画(1/2)
施設分類

施設名称

計画の概要
主体構造

基礎構造

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

建屋

41

説明図

表 3-13 サービス建屋の構造計画(2/2)
計画の概要
説明図

施設名称

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

主体構造

サービス
建屋

基礎構造

荷重は建屋の外殻を構成する屋
鉄筋コンク
根及び外壁に作
リート造の用し，建屋内にラーメン構配置された耐震造で構成す
壁等を介し，基る。
礎版へ伝達する構造とする。

42

(b) 鋼製防護壁
イ. 構造設計
鋼製防護壁は，「3.1 構造強度の設計方針」で設定している鋼製防護壁及びⅤ-11-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
鋼製防護壁は防潮堤の一部であり，鉛直及び水平方向に配置された鋼板で構成される鋼殻構造で構成され，添接板と高力ボルトを用いた摩擦接合により結合される，分割したブロックの集合体として全体を構成する。荷重は防護壁に作用し，基礎へ伝達する構造とする。
鋼製防護壁の構造計画を表 3-14 に示す。
ロ. 評価方針(イ) 構造強度評価

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

鋼製防護壁の構造強度評価については，設計竜巻の風圧力による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，鋼製防護壁に転倒が生じないことを計算により確認する。評価方法としては，「5.1.2 鋼製構造物(3) 強度評価方法」に示す評価式により算出した設計竜巻の風圧力による荷重が，津波による荷重に包絡されることを確認する。

43

表 3-14 鋼製防護壁の構造計画（1/2）
施設分類

施設名称

計画の概要
主体構造

基礎構造

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

建屋

44

説明図

表 3-14 鋼製防護壁の構造計画（2/2）
施設
名称

計画の概要
説明図
主体構造

支持構造

【位置】

根巻
コンクリート
16.8m

鋼製防護壁

拡幅部

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

“ａ”

鋼製
防護壁

鉛直及び水平方向に配置された鋼板で構成される鋼殻構造であり，添接 荷重は防護壁
板と高力ボルトを に作用し，基用いた摩擦接合に 礎へ伝達するより結合される， 構造とする。
分割したブロックの集合体として全体を構成する。

（鳥瞰図）

ブロックのイメージブロック（内部透視図（“ａ”部））

45

b.

機能的影響を与える可能性がある施設(a) ディーゼル発電機排気消音器
イ. 構造設計
ディーゼル発電機排気消音器は，「3.1 構造強度の設計方針」で設定しているディーゼル発電機排気消音器の設計方針及びⅤ-1-1-2-3-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
ディーゼル発電機排気消音器は，鋼製の胴板を主体構造とし，ディーゼル発電機
室屋上面に設けたコンクリート基礎に本体を取付ボルト又は基礎ボルトで固定する構造とする。また，作用する荷重については，ディーゼル発電機排気消音器を介し，取付ボルト又は基礎ボルトに伝達する構造とする。
ディーゼル発電機排気消音器の構造計画を表 3-15 に示す。
ロ. 評価方針(イ) 構造強度評価

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

ディーゼル発電機排気消音器の構造強度評価については，設計竜巻の風圧力による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，ディーゼル発電機排気消音器の取付ボルト又は基礎ボルトに生じる応力が許容応力以下であることを計算により確認する。評価方法としては，「5.2.2(3) よこ置円筒形容器 c. 強度評価方法」に示すとおり，評価式により算出した応力を基に評価を行う。

46

表 3-15 ディーゼル発電機排気消音器の構造計画
施設名称

計画の概要
主体構造

説明図

支持構造

【非常用ディーゼル発電機 2C 用）】

胴板

取付
ボルト

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0【非常用ディーゼル発電機 2D 用）】
フィルタ部

ディーゼル
発電機排気
消音器

鋼板で構成
する。

ディーゼル発電機室屋上面に設けたコン
クリート基礎に本体を取付ボルト又は基礎ボルトで固定する。

吸収部

基礎ボルト 胴板
基礎ボルト
胴板
（吸収部）
（フィルタ部）（吸収部）（フィルタ部）【高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用）】
フィルタ部

吸収部

基礎ボルト 胴板
基礎ボルト
胴板
（吸収部）
（フィルタ部）（吸収部）（フィルタ部）47

(b) ディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管並びに残留熱除去系海水系配管（放出側）及びディーゼル発電機用海水配管（放出側）
イ. 構造設計
ディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管並びに残留熱除去系海水系配管（放出側）及びディーゼル発電機用海水配管（放出側）は，「3.1 構造強度の設計方針」で設定しているディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管並びに残留熱除去系海水系配管（放出側）及びディーゼル発電機用海水配管（放出側）の 設 計方
針 及 び Ⅴ - 1 - 1 - 2 - 3 - 1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」で設定している
荷重を踏まえ，以下の構造とする。
ディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管並びに残留熱除去系海水系配管（放出側）及びディーゼル発電機用海水配管（放出側）は，鋼製の配管を主体構造とし，サポートによる支持で建屋壁面等に固定する構造とする。また，作用する荷重については，配管本体からサポートを介して建屋壁及び床等に作用する構造とす

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

る。
ディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管並びに残留熱除去系海水系配管（放出側）及びディーゼル発電機用海水配管（放出側）の構造計画を表 3-16 に示す。
ロ. 評価方針(イ) 構造強度評価
ディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管並びに残留熱除去系海水系配管（放出側）及びディーゼル発電機用海水配管（放出側）の構造強度評価について
は，設計竜巻の風圧力による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，排気配管及びベント管の配管本体及びサポート部に生じる応力が許容応力以下である
ことを計算により確認する。評価方法としては，「5.2.4 配管及び弁(3) 強度評
価方法」に示すとおり，評価式により算出した応力を基に評価を行う。

48

表 3-16 ディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管並びに残留熱除去系海水系配管（放出側）及びディーゼル発電機用海水配管（放出側）の構造計画
施設
名称

計画の概要
主体構造

説明図

支持構造

ディーゼル発電機付属排気配管

排気管
壁

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

支持構造物

ベント管

ディーゼル発電機付属ベン
ト配管

支持構造物

鋼管で構成する。

メッシュ

サポートによる
支持で建屋壁面等に固定する。
床

残留熱除去系
海水系配管（放出側）
ディーゼル発電機用海水配管（放出側）

49

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 3-17 竜巻の影響を考慮する施設 強度評価対象部位(1/6)
分類

施設名称

竜巻より防護すべき施設を内包する施設

50

原子炉建屋

評価対象部位

評価項目

評価項目
分類

選定理由

竜巻より防護すべき施設の外殻となる部分への設計飛来物の衝突を考慮し，当該部に貫衝突貫通通が生じないことを確認するため，竜巻より防護すべき施設の外殻となる外壁及び屋根スラブを評価対象部位として選定する。
屋根スラブ（デッ竜巻より防護すべき施設の外殻となる部分への設計飛来物の衝突を考慮し，当該部の脱キプレート含裏面剥離 落による影響が生じないことを確認するため，竜巻より防護すべき施設の外殻となる外む），外壁，構造
壁及び屋根スラブを評価対象部位として選定する。
躯体
構造強度
竜巻より防護すべき施設の外殻となる部分への竜巻による荷重の作用を考慮し，当該部
転倒・脱落 の転倒及び脱落が生じないことを確認するため，構造躯体及び屋根スラブを評価対象部
位として選定する。
原子炉建屋大物搬設計飛来物の衝突を考慮し，設計飛来物の運動エネルギが，原子炉建屋原子炉棟水密扉
入口扉（機器搬入 衝突
貫通及び本扉による吸収可能エネルギ以下とするため，竜巻より防護すべき施設の外殻とな
口内側扉）
る原子炉建屋大物搬入口扉（機器搬入口内側扉）を評価対象部位として選定する。
設計飛来物の衝突を考慮し，設計飛来物の運動エネルギが，原子炉建屋機器搬入口内側
扉及び本扉による吸収可能エネルギ以下とするため，竜巻より防護すべき施設の外殻と衝突
貫通なる原子炉建屋大物搬入口扉（原子炉建屋原子炉棟水密扉）を評価対象部位として選定
原子炉建屋大物搬する。
入口扉（原子炉建屋原子炉棟水密
竜巻より防護すべき施設の外殻となる部分への竜巻の気圧差による荷重の作用を考慮
扉）し，当該部の転倒及び脱落が生じないことを確認するため，竜巻より防護すべき施設の構造強度 転倒・脱落
外殻となる原子炉建屋大物搬入口扉（原子炉建屋原子炉棟水密扉）を評価対象部位として選定する。
竜巻より防護すべき施設の外殻となる部分への設計飛来物の衝突を考慮し，当該部に終
衝突貫通
局状態に至るようなひずみが生じないことを確認するため，竜巻より防護すべき施設の外殻となる原子炉建屋付属棟 1 階電気室搬入口水密扉を評価対象部位として選定する。
原子炉建屋付属棟
1 階電気室搬入口
竜巻より防護すべき施設の外殻となる部分への竜巻の気圧差による荷重の作用を考慮
水密扉
構造強度 転倒・脱落 し，当該部の転倒及び脱落が生じないことを確認するため，竜巻より防護すべき施設の外殻となる原子炉建屋付属棟 1 階電気室搬入口水密扉を評価対象部位として選定する。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 3-18 竜巻の影響を考慮する施設 強度評価対象部位(2/6)
分類

施設名称

評価対象部位

評価項目

竜巻より防護すべき施設を内包する施設

51

竜巻より防護すべき施設の外殻となる部分への設計飛来物の衝突を考慮し，当該部に貫通が生じないことを確認するため，防護対象施設が設置されている区画の建屋内壁を評価対象部位として選定する。

構造強度

転倒・脱落

竜巻より防護すべき施設の外殻となる部分への竜巻による荷重の作用を考慮し，当該部の転倒及び脱落が生じないことを確認するため，構造躯体を評価対象部位として選定する。

衝突

貫通

竜巻より防護すべき施設の外殻となる部分への設計飛来物の衝突を考慮し，当該部に貫通が生じないことを確認するため，施設の外殻となる鋼製蓋を評価対象部位として選定する。

衝突

貫通

竜巻より防護すべき施設の外殻となる部分への設計飛来物の衝突を考慮し，当該部に貫通が生じないことを確認するため，竜巻より防護すべき施設の外殻となる頂版を評価対象部位として選定する。

構造強度

裏面剥離によ 竜巻より防護すべき施設の外殻となる部分への設計飛来物の衝突を考慮し，るコンクリー 当該部の脱落による影響が生じないことを確認するため，竜巻より防護すべ
ト片の飛散 き施設の外殻となる頂版をを評価対象部位として選定する。

防護対象施設が設置されている区画の建屋内
壁，構造躯体

鋼製蓋

軽油貯蔵タンク
タンク室

選定理由

貫通

衝突
タービン建屋

評価項目
分類

頂版

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 3-18 竜巻の影響を考慮する施設 強度評価対象部位(3/6)
分類

施設名称

評価対象部位

評価項目

評価項目
分類

選定理由

52

屋外の防護対象施設

ディーゼル発電 胴板
機吸気フィルタ 支持脚

構造強度

竜巻の風圧力による荷重及び気圧差による荷重は，胴板及び胴板を支4 脚たて置円 持する支持脚に作用する。これらは，外荷重として作用する地震荷重
筒型容器と同様なものであるため，ＪＥＡＧ４６０１の 4 脚たて置円筒形容器の計算方法を準用し，胴板，支持脚を評価対象部位として選定する。

ディーゼル発電機ルーフベント 基礎ボルト
ファン

構造強度

ファン

竜巻の風圧力による荷重及び気圧差による荷重の影響を受けるファン
据付面より上部の各部位のうち，支持断面積の小さな部位に大きな応力が生じるため，基礎ボルトを評価対象部位として選定する。

中央制御室換気
取付ボルト
系冷凍機

構造強度

冷凍機

竜巻の風圧力による荷重及び気圧差による荷重の影響を受ける冷凍機
据付面より上部の各部位のうち，支持断面積の小さな部位に大きな応力が生じるため，取付ボルトを評価対象部位として選定する。

基礎ボルト
取付ボルト
残留熱除去系海原動機フレーム
水系ポンプ
ディーゼル発電機用海水ポンプ
軸受部

残留熱除去系海水系ストレーナディーゼル発電 基礎ボルト機用海水ストレーナ

竜巻の風圧力による荷重及び気圧差による荷重の影響を受けるポンプ
据付面より上部の各部位のうち，支持断面積の小さな部位に大きな応力が生じるため，基礎ボルト，本体各部取付けボルト及び原動機フレームを評価対象部位として選定する。
外殻に面する部分への竜巻による荷重の作用を考慮し，施設の外殻を構成する部材の変形によって，ポンプの動作に影響がないことを確認するため，動的機能維持に必要な軸受部を評価対象部位として選定す
る。

構造強度

立形ポンプ

機能維持

立形ポンプ

構造強度

竜巻の風圧力による荷重及び気圧差による荷重の影響を受けるストレ
たて置円筒形
ーナ据付面より上部の各部位のうち，支持断面積の小さな部位に大き容器
な応力が生じるため，基礎ボルトを評価対象部位として選定する。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 3-18 竜巻の影響を考慮する施設 強度評価対象部位(4/6)
分類

施設名称

排気筒

評価対象
部位
筒身，鉄塔

屋外の防護対象施設

53

配管及び弁
（中央制御室換気系冷凍機周り，残留熱除去
系海水系ポンプ及びデ配管本体
ィーゼル発電機用海水ポンプ周り並びに非常用ガス処理系排気配
管）

評価項目

構造強度

構造強度

評価項目
分類

選定理由

排気筒

竜巻の風圧力による荷重は，筒身及び鉄塔に作用するため，これらを評価対象部位として選定する。

配管及び弁

竜巻の風圧力による荷重及び気圧差による荷重は，配管仕様と支持間隔による受圧面積に応じて配管本体に作用するため，配管本体を評価対象部位として選定する。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 3-18 竜巻の影響を考慮する施設 強度評価対象部位(5/6)
分類

施設名称

評価対象部位

評価項目

評価項目
分類

選定理由

外気と繋がっている
屋内の防護対象施設

54

ダクト（非常用換
ダクト鋼板
気空調設備）

構造強度

ダクト

換気空調設備のダクトは，建屋内に設置されていることから竜巻の風圧力による荷重は直接受けないが，竜巻の気圧差による荷重が考えられるため，ダクト本体の鋼板部を評価対象部位として選定する。

隔離弁（非常用換
耐圧部
気空調設備）

構造強度

隔離弁

換気空調設備の隔離弁は，建屋内に設置されていることから竜巻の風圧力による荷重は直接受けないが，竜巻の気圧差による荷重が耐圧部に作用することから，耐圧部を評価対象部位として選定する。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 3-18 竜巻の影響を考慮する施設 強度評価対象部位(6/6)
分類

施設名称

評価対象部位

評価項目

評価項目
分類

選定理由

防護対象施設に波及的影響を及ぼす可能性がある施設

55

サービス建屋

構造躯体

構造強度

変形

防護対象施設を内包する施設に隣接する建屋の接触による波及的影響を考慮し，構造躯体を評価対象部位として選定す
る。

鋼製防護壁

鋼製躯体

構造強度

変形

防護対象施設を内包する施設に隣接する防護壁の接触による波及的影響を考慮し，防護壁の鋼製躯体を評価対象部位として選定する。

消音器

竜巻の風圧力による荷重及び気圧差による荷重の影響を受ける冷凍機据付面より上部の各部位のうち，支持断面積の小さな部位に大きな応力が生じるため，取付ボルト又は基礎ボルトを評価対象部位として選定する。

配管及び弁ディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管の主要な機能である流路形成機能を維持するために，主要な構成部材である配管本体を評価対象部位として選定する。

配管及び弁

海水配管（放出側）の主要な機能である流路形成機能を維持するために，主要な構成部材である配管本体を評価対象部位として選定する。

ディーゼル発電機排気消音 基礎ボルト
器
取付ボルト

ディーゼル発電機付属排気配管本体
配管及びベント配管
残留熱除去系海水系配管
（放出側）
配管本体
ディーゼル発電機用海水配管（放出側）

構造強度

構造強度

構造強度

4.

荷重及び荷重の組合せ並びに許容限界
竜巻の影響を考慮する施設の強度評価に用いる荷重及び荷重の組合せを，「4.1 荷重及び荷重の組合せ」に，許容限界を「4.2 許容限界」に示す。
4.1 荷重及び荷重の組合せ
竜巻の影響を考慮する施設の強度評価にて考慮する荷重及び荷重の組合せは，Ⅴ-1-1-23-1 の「2.1.3(2) 荷重の組合せ及び許容限界」を踏まえ，以下のとおり設定する。
(1) 荷重の種類a.

常時作用する荷重(Ｆｄ)
常時作用する荷重は，持続的に生じる荷重であり，自重，水頭圧及び上載荷重とする。

b.

竜巻による荷重(ＷＴ)
竜巻による荷重は，設計竜巻の以下の特性を踏まえ，風圧力による荷重，気圧差によるNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

荷重及び飛来物による衝撃荷重とする。設計竜巻の特性値を表 4-1 に示す。
・竜巻の最大気圧低下量(ΔＰｍａｘ)
ΔＰｍａｘ = ρＶＲｍ２

ρ：空気密度(＝1.22 kg/m3)
ＶＲｍ：竜巻の最大接線風速(m/s)
・竜巻の最大接線風速(ＶＲｍ)
ＶＲｍ = ＶＤ － ＶＴ
ＶＤ：竜巻の最大風速(m/s)
ＶＴ：竜巻の移動速度(m/s)
・竜巻の移動速度(ＶＴ)ＶＴ = 0.15

ＶＤ

ＶＤ：竜巻の最大風速(m/s)
表 4-1 設計竜巻の特性値
最大風速
ＶＤ
(m/s)

移動速度
ＶＴ
(m/s)

最大接線風速ＶＲｍ(m/s)

最大気圧低下量ΔＰｍａｘ(N/m2)

100

15

85

8900

56

(a) 風圧力による荷重(ＷＷ)
風圧力による荷重は，竜巻の最大風速による荷重である。竜巻による最大風速は，
一般的には水平方向の風速として設定されるが，鉛直方向の風圧力に対して脆弱と考えられる防護対象施設等が存在する場合には，鉛直方向の最大風速等に基づいて算出した鉛直方向の風圧力についても考慮する。
風圧力による荷重は，施設の形状により変化するため，施設の部位ごとに異なる。そのため，各施設及び評価対象部位に対して厳しくなる方向からの風を想定し，各施設の部位ごとに荷重を設定する。
ガスト影響係数(Ｇ)は設計竜巻の風速が最大瞬間風速をベースとしていること等から，施設の形状によらず竜巻影響評価ガイドを参照して，Ｇ＝1.0 とする。空気密度(ρ)は「建築物荷重指針・同解説」（（社）日本建築学会（2004 改定））より ρ＝1.22
kg/m3 とする。
設計用速度圧については施設の形状に影響を受けないため，設計竜巻の設計用速度

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

圧(ｑ)は施設の形状によらずｑ＝6100 N/m2 と設定する。
(b) 気圧差による荷重(ＷＰ)
外気と隔離されている区画の境界部など，気圧差による圧力影響を受ける設備及び竜巻より防護すべき施設を内包する施設の建屋の壁，屋根等においては，竜巻による気圧低下によって生じる施設等の内外の気圧差による荷重が発生する。閉じた施設（通気がない施設）については，この圧力差により閉じた施設の隔壁に外向きに作用する圧力が生じるとみなし設定することを基本とする。
部分的に閉じた施設（通気がある施設等）については，施設の構造健全性を評価する上で厳しくなるよう作用する荷重を設定する。
気圧差による荷重は，施設の形状により変化するため，施設の部位ごとに異なる。
そのため，各施設の部位ごとに荷重を算出する。
最大気圧低下量(ΔＰｍａｘ)は空気密度及び最大接線風速から，ΔＰｍａｘ＝8900
N/m2 とする。
(c) 飛来物による衝撃荷重(ＷＭ)
設計飛来物である鋼製材及び乗用車の衝突による影響が大きくなる向きで防護対象施設等に衝突した場合の衝撃荷重を算出する。
衝突評価においても，飛来物の衝突による影響が大きくなる向きで衝突することを考慮して評価を行う。
飛来物の寸法，重量及び飛来速度を表 4-2 に示す。設計飛来物の飛来速度については，設置（変更）許可を受けたとおり設定する。また，その他の飛来物については，
解析コード「ＴＯＮＢＯＳ」を用いて算出した速度を飛来速度として設定する。
なお，評価に用いた解析コード「ＴＯＮＢＯＳ」の検証及び妥当性確認等の概要については，付録 23「計算機プログラム（解析コード）の概要・ＴＯＮＢＯＳ」に示す。

57

表 4-2 飛来物の諸元

c.

鋼製材

砂利

寸法(m)

4.2×0.3×0.2

0.04×0.04×0.04

重量(kg)

135

0.18

水平方向の飛来速度(m/s)

5162

鉛直方向の飛来速度(m/s)

34

42

運転時に作用する荷重(ＦＰ)
運転時の状態で作用する荷重として，配管等にかかる内圧やポンプのスラスト荷重等の運転時荷重とする。

(2) 荷重の組合せ

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

竜巻の影響を考慮する施設の設計に用いる竜巻の荷重は，気圧差による荷重(ＷＰ)を考慮したＷＴ１並びに設計竜巻の風圧力による荷重(ＷＷ)，気圧差による荷重(ＷＰ)及び飛来物による衝撃荷重(ＷＭ)を組み合わせた複合荷重ＷＴ２を以下のとおり設定する。
ＷＴ１＝ＷＰ
ＷＴ２＝ＷＷ＋0.5・ＷＰ＋ＷＭ
竜巻の影響を考慮する施設にはＷＴ１及びＷＴ２の両荷重をそれぞれ作用させる。各施設の設計竜巻による荷重の組合せについては，施設の設置状況及び構造を踏まえ適切な組合せを設定する。施設分類ごとの荷重の組合せの考え方を以下に示す。
a.

竜巻より防護すべき施設を内包する施設（表 4-3(1/5)）
設計竜巻による荷重とこれに組み合わせる荷重として，風圧力による荷重，気圧差
による荷重，飛来物による衝撃荷重及び常時作用する荷重の組合せを基本とする。

b.

屋外の防護対象施設（表 4-3(2/5，3/5)）
ディーゼル発電機吸気フィルタ，ディーゼル発電機ルーフベントファン，中央制御室
換気系冷凍機，残留熱除去系海水系海水ポンプ，ディーゼル発電機用海水ポンプ，残留熱除去系海水系ストレーナ，ディーゼル発電機用海水ストレーナ，排気筒，配管及び弁（中央制御室換気系冷凍機周り，残留熱除去系海水系ポンプ及びディーゼル発電機用海水ポンプ周り，非常用ガス処理系排気配管）に関しては，風圧力による荷重，気圧差
による荷重及び常時作用する荷重の組合せを基本とする。残留熱除去系海水系海水ポ
ンプ，ディーゼル発電機用海水ポンプ，残留熱除去系海水系ストレーナ，ディーゼル発
電機用海水ストレーナ，配管及び弁（中央制御室換気系冷凍機周り，残留熱除去系海水系ポンプ及びディーゼル発電機用海水ポンプ周り）には運転時にスラスト荷重や内圧等が作用するため，運転時の状態で作用する荷重も考慮する。ディーゼル発電機ルーフベントファン，中央制御室換気系冷凍機，非常用ガス処理系排気配管，排気筒は屋外施設であり閉じた施設ではないため，気圧差による荷重を考慮しない。非常用ガ
ス処理系排気配管，排気筒は排気機能が健全であれば良く，仮に飛来物による衝撃荷重によって貫通しても，その貫通箇所又は本来の排気箇所から排気されるため，設計58

竜巻による荷重とこれに組み合わせる荷重に衝撃荷重を考慮しない。ディーゼル発電機吸気フィルタは，設計飛来物が衝突により貫通することを考慮しても，閉塞することがなく，ディーゼル発電機の吸気機能は維持されるため，衝撃荷重については考慮しない。また，竜巻防護対策施設を設置する施設については，竜巻防護ネットを通過する小さな飛来物による衝撃荷重は，衝突される機器へ伝わる加速度が小さく，機器へ作用す
る荷重は強度に影響を与えないので衝撃荷重を考慮しない。
c.

外気と繋がっている屋内の防護対象施設（表 4-3(4/5)）
外気と繋がっている屋内の施設である非常用換気空調設備のダクト，隔離弁は建屋内に設置しているため，風圧力による荷重及び飛来物による衝撃荷重は考慮しないが，外気と繋がっているために施設に作用する気圧差による荷重と常時作用する荷重を組み合わせることを基本とする。運転時の状態で作用する荷重に関しては，気圧差による荷重の抗力となるため組み合わせない。また，隔離弁の自重は内圧荷重に比べ十分小さいことから，自重を考慮しない。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0d.

防護対象施設に波及的影響を及ぼす可能性がある施設（表 4-3（5/5)）
機械的影響を与える可能性がある施設のうち，サービス建屋は，風圧力による荷重，気圧差による荷重，飛来物による衝撃荷重及び常時作用する荷重の組合せを基本とする。運転時の状態で作用する荷重については作用しないため考慮しない。鋼製防護壁は屋外施設であり閉じた施設ではないため，気圧差による荷重を考慮しない。また，鋼製防護壁の変形評価において設計飛来物による衝撃荷重の影響は軽微であるため，設計竜巻による荷重とこれに組み合わせる荷重に衝撃荷重を考慮しない。
機能的影響を与える可能性がある施設のディーゼル発電機排気消音器，ディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管，残留熱除去系海水系配管（放出側），ディーゼル
発電機用海水配管（放出側）は，風圧力による荷重及び常時作用する荷重の組合せを基本とする。ディーゼル発電機排気消音器，ディーゼル発電機付属排気配管及びベント
配管，残留熱除去系海水系配管（放出側），ディーゼル発電機用海水配管（放出側）は排気又は排水機能が健全であれば良く，仮に飛来物による衝撃荷重によって貫通しても，その貫通箇所又は本来の排気箇所から排気又は排水されるため，設計竜巻による荷重とこれに組み合わせる荷重に衝撃荷重を考慮しない。また，ディーゼル発電機排気消音器，ディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管は屋外施設であり閉じた施設ではないため，気圧差による荷重を考慮しない。設計基準事故時及び重大事故等時の荷重は，竜巻による荷重と重ならないため，運転時に作用する荷重を考慮しない。
上記の施設分類ごとの荷重の組合せの考え方を踏まえ，各評価対象施設における評価
項目ごとの荷重の組合せを表 4-3 に示す。

59

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 4-3 竜巻の影響を考慮する施設の荷重の組合せ(1/5)
荷重常時作用する荷重(Ｆｄ)
風圧力による 気圧差による 飛来物による荷重(ＷＷ)
荷重(ＷＰ) 衝撃荷重(ＷＭ)

運転時の状態で作用する荷重
(ＦＰ)

竜巻より防護すべき施設を内包する施設

60

上載荷重

評価項目

水頭圧

強度評価の対象施設

自重

分類

衝突

〇＊

－

〇＊

〇＊

－

○

－

構造強度

○

－

○

○

○

○

－

衝突

－

－

－

－

－

○

－

構造強度

－

－

－

－

－

○

－

原子炉建屋
タービン建屋

軽油貯蔵タンクタンク室（○：考慮する荷重を示す。
）
注記 ＊：「設計飛来物の貫通を生じない最小厚さであること」の確認においては考慮しない。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 4-3 竜巻の影響を考慮する施設の荷重の組合せ(2/5)
荷重常時作用する荷重
(Ｆｄ)

上載荷重

屋外の防護対象施設

61

評価項目

水頭圧

運転時の状態で作用する荷重(ＦＰ)

強度評価の対象施設

自重

分類

ディーゼル発電機吸気フィルタ

構造強度

○

－

－

○

○

－

－

ディーゼル発電機ルーフベント
ファン

構造強度

○

－

－

○

－

－

－

中央制御室換気系冷凍機

構造強度

○

－

－

○

－

－

－

構造強度

○

－

－

○

○

－

○

機能維持

－

－

－

○

○

－

○

構造強度

○

－

－

○

○

－

○

風圧力による 気圧差による 飛来物による荷重(ＷＰ) 衝撃荷重(ＷＭ)
荷重(ＷＷ)

残留熱除去系海水系ポンプ，ディーゼル発電機用海水ポンプ

残留熱除去系海水系ストレー
ナ，ディーゼル発電機用海水ス
トレーナ（○：考慮する荷重を示す。
）

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 4-3 竜巻の影響を考慮する施設の荷重の組合せ(3/5)
荷重常時作用する荷重
(Ｆｄ)
評価項目

自重

水頭圧

上載荷重

62

強度評価の対象施設

屋外の防護対象施設

運転時の状態で作用する荷重(ＦＰ)

分類

非常用ガス処理系排気配管

構造強度

○

－

－

○

－

－

－

排気筒

構造強度

○

－

－

○

－

－

－

配管及び弁（中央制御室換気系
冷凍機，残留熱除去系海水系ポ
構造強度
ンプ及びディーゼル発電機用海水ポンプ周り）

○

－

－

○

○

－

○

風圧力による 気圧差による 飛来物による荷重(ＷＰ) 衝撃荷重(ＷＭ)
荷重(ＷＷ)（○：考慮する荷重を示す。
）

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 4-3 竜巻の影響を考慮する施設の荷重の組合せ(4/5)
荷重常時作用する荷重
(Ｆｄ)

上載荷重

外気と繋がっている屋内の防護対象施設

63

評価項目

水頭圧

運転時の状態で作用する荷重(ＦＰ)

強度評価の対象施設

自重

分類

ダクト（非常用換気空調設備）

構造強度

○

－

－

－

○

－

－

隔離弁（非常用換気空調設備）

構造強度

－

－

－

－

○

－

－

風圧力による 気圧差による 飛来物による荷重(ＷＷ)
荷重(ＷＰ) 衝撃荷重(ＷＭ)（○：考慮する荷重を示す。
）

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 4-3 竜巻の影響を考慮する施設の荷重の組合せ(5/5)
荷重常時作用する荷重(Ｆｄ)
風圧力による 気圧差による 飛来物による荷重(ＷＰ) 衝撃荷重(ＷＭ)
荷重(ＷＷ)

運転時の状態で作用する荷重(ＦＰ)

防護対象施設に波及的影響を及ぼす可能性がある施設

64

上載荷重

評価項目

水頭圧

強度評価の対象施設

自重

分類

サービス建屋

構造強度

○

－

○

○

○

○

－

鋼製防護壁

構造強度

○

－

－

○

－

－

－

ディーゼル発電機排気消音器

構造強度

○

－

－

○

－

－

－

ディーゼル発電機付属排気配管及び
構造強度
ベント配管

○

－

－

○

－

－

－

残留熱除去系海水系配管（放出側），ディーゼル発電機用海水配管 構造強度
（放出側）

○

－

－

○

○

－

○

（○：考慮する荷重を示す。
）

(3) 荷重の算定方法「4.1(1) 荷重の種類」で設定している荷重の算出式を以下に示す。
a.

記号の定義
荷重の算出に用いる記号を表 4-4 に示す。
表 4-4 荷重の算出に用いる記号
記号
Ａ

単位
m2

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

Ｃ
Ｇ
ｇ
Ｈ
ｍ
ｑ
Ｒｍ
ＶＤ
ＶＲｍ
ＷＭ
ＷＰ
ＷＷ
ρ
ΔＰｍａｘ
b.

－
－
m/s2
N
kg
N/m2
m
m/s
m/s
N
N
N
kg/m3
N/m2

定義
施設の受圧面積
風力係数（施設の形状や風圧力が作用する部位（屋根，壁等）に応じて設定する。
）
ガスト影響係数
重力加速度
自重による荷重
質量
設計用速度圧最大接線風速半径
設計竜巻の風速
設計竜巻の最大接線風速
飛来物による衝撃荷重
気圧差による荷重
風圧力による荷重
空気密度
最大気圧低下量

自重による荷重の算出
自重による荷重は以下のとおり計算する。
Ｈ＝ｍ・ｇ

c.

竜巻による荷重の算出(a) 風圧力による荷重(ＷＷ)
風圧力による荷重は，「建築基準法施行令」及び「建築物荷重指針・同解説」（（社）
日本建築学会）に準拠して，次式のとおり算出する。
ＷＷ＝ｑ・Ｇ・Ｃ・Ａ
ここで，1
ｑ＝ ・ρ・Ｖ２Ｄ2(b) 気圧差による荷重(ＷＰ)
気圧差による荷重は，次式のとおり算出する。
ＷＰ＝ΔＰｍａｘ・Ａ
ここで，
ΔＰｍａｘ＝ρ・ＶＲｍ２(c) 飛来物による衝撃荷重(ＷＭ)

65飛来物による衝撃荷重は，飛来物が衝突する施設，評価対象部位及び評価方法に応じて適切に設定する必要があるため，個別計算書にその算出方法を含めて記載する。
評価条件を表 4-5 に示す。
表 4-5 評価条件
最大風速
ＶＤ
(m/s)

空気密度
ρ
(kg/m3)

100

1.22

ガスト影響
係数
Ｇ
(－)
1.0

設計用
速度圧
ｑ
(N/m2)
6100

最大接線
風速
Ｖ
(m/s)
85

最大気圧
低下量
ΔＰ
(N/m2)
8900

4.2 許容限界
許容限界は，Ⅴ-1-1-2-3-3 の「3. 要求機能及び性能目標」で設定している構造強度設
計上の性能目標及び「3.2 機能維持の方針」に示す評価方針を踏まえて，評価項目ごとに設定する。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0「4.1 荷重及び荷重の組合せ」で設定している荷重及び荷重の組合せを含めた，評価項
目ごとの許容限界を表 4-8 に示す。
各施設の許容限界の詳細は，各計算書で評価対象部位の損傷モードを踏まえ評価項目を選定し，評価項目ごとに許容限界を定める。
「原子力発電所耐震設計技術指針重要度分類・許容応力編ＪＥＡＧ４６０１・補－1984」（（社）日本電気協会），「原子力発電所耐震設計技術指針ＪＥＡＧ４６０１－1987」（（社）
日本電気協会）及び「原子力発電所耐震設計技術指針ＪＥＡＧ４６０１－1991 追補版」（
（社）
日本電気協会）（以下「ＪＥＡＧ４６０１」という。
）を準用できる施設については，ＪＥＡ
Ｇ４６０１に基づき「発電用原子力設備規格設計・建設規格ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１-2005/2007（以下「ＪＳＭＥ」という。
）の付録材料図表及びＪＩＳの材料物性値により許容限界を算出している。その他施設や衝撃荷重のみを考慮する施設については，ＪＳＭＥや既往の実
験式に基づき許容限界を設定する。
ただし，ＪＳＭＥの適用を受ける機器であって，供用状態に応じた許容値の規定がＪ
ＳＭＥにないものは機能維持の評価方針を考慮し，ＪＥＡＧ４６０１に基づいた許容限界を設定する。
4.2.1 建屋・構造物(1) 許容限界の設定
a. 衝突評価(a) 貫通（表 4-8(1/6)）
建屋・構造物の衝突による貫通評価においては，設計飛来物による衝撃荷重に対し，設計飛来物が竜巻より防護すべき施設の外殻を構成する部材を貫通しない設計とするために，設計飛来物の貫通を生じない最小厚さ以上であること
を計算により確認する評価方針としていることを踏まえ，竜巻より防護すべき施66

設の外殻を構成する部材の最小厚さ若しくは部材の吸収エネルギを許容限界として設定する。また，許容限界を超えた場合は，貫通に至るようなひずみを生じないことを解析により確認する評価方針としていることを踏まえ，デッキプレートの許容ひずみを許容限界として設定する。
b. 構造強度評価(a) 裏面剥離（表 4-8 (1/6)）
設計飛来物による衝撃荷重に対し，竜巻より防護すべき施設の外殻を構成する
部材自体の脱落による影響を生じない設計とするために，裏面剥離によるコンク
リート片の飛散が生じない最小厚さ以上であることを計算により確認する評価方
針としていることを踏まえ，施設の最小部材厚さを許容限界として設定する。また，許容限界を超えた場合は，裏面剥離に至るようなひずみを生じないことを解析により確認する評価方針としていることを踏まえ，デッキプレートの許容ひず
みを許容限界として設定する。
(b) 転倒及び脱落（表 4-8 (1/6)）
鉄筋コンクリート造構造物の転倒及び脱落の評価については，設計竜巻荷重及NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

びその他考慮すべき荷重に対し，竜巻より防護すべき施設の外殻となる部材自体の転倒及び脱落を生じない設計とするために，構造躯体に終局状態に至るような変形が生じないことを計算により確認する方針としていることを踏まえ，
コンクリー
トの終局せん断ひずみに基づく制限値を許容限界として設定する。制限値は 2.0×
10-3 とする。
また，屋根スラブに生じる応力については，「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」に基づく終局強度を許容限界として設定する。屋根スラブのスタッドボル
トにおいては，「各種合成構造設計指針・同解説」に基づく許容耐力を許容限界として設定する。
水密扉の転倒及び脱落の評価については，設計竜巻の気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，施設の外殻を構成する部材自体の転倒及び脱落を生じない設計とするために，扉支持部材の破断による転倒及び脱落が生じないことを計算により確認する評価方針としていることを踏まえ，「鋼構造設計規準･同解説―許容応力度設計法―」に準じて短期許容応力度を許容限界として設定する。
(c) 構造躯体の変形（表 4-8 (6/6）
防護対象施設に波及的影響を与える可能性のある施設については，設計竜巻荷重及びその他の荷重に対し，サービス建屋が原子炉建屋及びタービン建屋に接触する変形を生じないことを計算及び解析により確認する評価方針としていることを踏まえ，原子炉建屋及びタービン建屋との離隔距離を許容限界として設定する。
また，鋼製防護壁が海水ポンプ室に接触する変形を生じないことを竜巻以外の荷重との比較により確認する評価方針としていることを踏まえ，津波による荷重を許容限界として設定する。

67

(2) 許容限界設定方法
a. 記号の定義
許容限界式に使用する記号を表 4-6 に示す。
表 4-6 許容限界式に用いる記号
記号
Ａｃ
Ａ０

単位
mm2
mm2

ａ

mm2

ｂ
Ｄ
ｄ
Ｆｃ
ｆｎ
ｆｓ
ｆｔ
ｊ
ｌｃｅ
ｌｅ
Ｍａ
Ｐａ
ｐａ

mm
mm
mm
N/mm2
N/mm2
N/mm2
N/mm2
mm
mm
mm
kN･m
kN
N

ｐａ１

N

ｐａ２

N

ｐａ３

N

Ｑａ
ｃσ ｔ
ｓσｐａ
ｓσ ｙ
φ１
φ２
ａｔ

kN
N/mm2
N/mm2
N/mm2
－
－
mm2

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0ｓｃ

定義
コーン状破壊面の有効投影面積
頭付きアンカーボルト頭部の支圧面積頭付きアンカーボルトの断面積で，軸部断面積とねじ部有効断面積の小
なる方の値
部材幅
頭付きアンカーボルト頭部の直径
頭付きアンカーボルト軸部の直径
コンクリートの設計基準強度
コンクリートの支圧強度
コンクリートの許容せん断応力度
鉄筋の許容引張応力度
応力中心間距離（ｊ=(7/8)･ｄ）
頭付きアンカーボルトの強度計算用埋込み長さ（ｌｃｅ＝ｌｅ）
頭付きアンカーボルトのコンクリート内への有効埋込み長さ
屋根スラブの単位幅の許容曲げモーメントスタッドボルト 1 本あたりの許容引張力
頭付きアンカーボルト 1 本あたりの許容引張力
頭付きアンカーボルトの降伏により定まる場合のアンカーボルト1本あたりの許容引張断力
定着したコンクリート躯体のコーン状破壊により定まる場合の頭付きアンカーボルト1本あたりの許容引張力
コンクリートの支圧破壊により定まるアンカーボルト1本あたりの許容
せん断力
屋根スラブの単位幅の許容せん断力
コーン状破壊に対するコンクリートの引張強度
頭付きアンカーボルトの引張強度
頭付きアンカーボルトの規格降伏点強度
低減係数
低減係数
引張鉄筋断面積68b. 許容限界式(a) 頭付きアンカーボルトの許容限界式
コンクリート躯体中に定着された頭付きアンカーボルト1本あたりの許容引張力
ｐａは，以下の3式で算定される値のうち，いずれか小なる値とする。
「各種合成構造設計指針・同解説：（社）日本建築学会，2010年改定」より
ｐａ１＝φ１・ｓσｐａ・ｓｃａ
ｐａ２＝φ２・ｃσｔ・Ａｃ
ｐａ３＝ｆｎ・Ａ０
ここでｓ

σｐａ＝ｓσｙｃ

σｔ＝0.31 Ｆｃ

Ａｃ＝π・ｌｃｅ（ｌｃｅ＋Ｄ）

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

ｆｎ ＝ Ａｃ /Ａ０ ・Ｆｃ

ただし， Ａｃ /Ａ０ が6を超える場合は6とする。）

Ａ０＝π（Ｄ2－ｄ2）/4
コーン状破壊面
45°
ｄ

Ａ０

ｅ

コンクリート躯体ＤＡｃ＝π・ ｃｅ（ｌｃｅ＋Ｄ）（斜線部分）

Ａ０＝π（Ｄ2－ｄ2）/4

図4-1 頭付きアンカーボルトの側面の有効投影面積(b) 屋根スラブの許容曲げモーメント
Ｍa＝at・ft・j(c) 屋根スラブの許容せん断力
Ｑa＝b・j・fs(d) スタッドボルト1本あたりの許容引張力69

Ｐa＝min｛ｐａ１，ｐａ２，ｐａ３｝
4.2.2 機器・配管系(1) 許容限界の設定
a. 構造強度評価(a) 立形ポンプ（表 4-8 (3/6)）
立形ポンプの構造強度評価においては，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差
による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，立形ポンプ及び立形ポンプの機能維持に必要な附属品を支持する基礎ボルト，取付ボルト並びにポンプの機能保持に必要な附属品を支持する原動機フレームが，おおむね弾性状態に留まることにより，その施設の安全機能に影響を及ぼすことのないことを計算により確認する
評価方針としていることを踏まえ，ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許容応力状態ⅢＡ
Ｓの許容応力を許容限界として設定する。
(b) 4 脚たて置円筒形容器（表 4-8 (3/6)）
4 脚たて置円筒形容器の構造強度評価においては，設計竜巻の風圧力による荷NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，4 脚たて置円筒形容器を構成する胴板，支持脚が，おおむね弾性状態に留まることにより，その施設の安全機能に影響を及ぼすことのないことを計算により確認する評価方針としている
ことを踏まえ，ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許容応力状態ⅢＡＳ及び座屈に対する評価式を満足する許容応力を許容限界として設定する。
(c) たて置円筒形容器（表 4-8 (3/6)）
たて置円筒形容器の構造強度評価においては，設計竜巻の風圧力による荷重，
気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，たて置円筒形容器を構成する
基礎ボルトが，おおむね弾性状態に留まることにより，その施設の安全機能に影響を及ぼすことのないことを計算により確認する評価方針としていることを踏まえ，ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許容応力状態ⅢＡＳの許容応力を許容限界として設定する。
(d) よこ置円筒形容器（表 4-8 (6/6)）
よこ置円筒形容器の構造強度評価においては，設計竜巻の風圧力による荷重，
気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，よこ置円筒形容器を構成する
基礎ボルトが，おおむね弾性状態に留まることにより，その施設の安全機能に影響を及ぼすことのないことを計算により確認する評価方針としていることを踏まえ，ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許容応力状態ⅢＡＳの許容応力を許容限界として設定する。
(e) 排気筒（表 4-8 (4/6)）
排気筒の構造強度評価においては，設計竜巻の風圧力による荷重及びその他考
慮すべき荷重に対し，風路を確保する機能を保持するために筒身及び鉄塔が，おおむね弾性状態に留まることにより，その施設の安全機能に影響を及ぼすことの70

ないことを計算により確認する評価方針としていることを踏まえ，「容器構造設計指針」等に応じた材料強度を許容限界として設定する。
(f) 配管及び弁（表 4-8 (4/6)，(6/6)）
配管及び弁の構造強度評価においては，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差
による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，配管本体が，おおむね弾性状態に留まることにより，その施設の安全機能に影響を及ぼすことのないことを計算により確認する評価方針としていることを踏まえ，ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許容応力状態ⅢＡＳの許容応力を許容限界として設定する。
(g) ダクト（表 4-8 (5/6)）
ダクトの構造強度評価においては，設計竜巻の気圧差による荷重及びその他考
慮すべき荷重に対し，ダクトを構成するダクト鋼板が，おおむね弾性状態に留まることを計算により確認する評価方針としていることを踏まえ，ＪＥＡＧ４６０
１等に準じて許容応力状態ⅢＡＳ及び座屈に対する評価式を満足する許容応力又はクリップリング座屈に応じた許容応力を許容限界として設定する。
(h) 隔離弁（表 4-8 (5/6)）

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

隔離弁の構造強度評価においては，設計竜巻の気圧差で生じる圧力差が隔離弁の呼び圧力以下であることを確認する評価方針としていることを踏まえ，隔離弁の耐圧部に発生する圧力に対して，弁の呼び圧力を許容限界として設定する。
(i) ファン（表 4-8 (3/6)）
ファンの構造強度評価においては，風圧力による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，ファンの基礎ボルトが，おおむね弾性状態に留まることを計算により確認する評価方針としていることを踏まえ，ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許容応力
状態ⅢＡＳの許容応力を許容限界として設定する。
(j) 冷凍機（表 4-8 (3/6)）
冷凍機の構造強度評価においては，風圧力による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，冷凍機の取付ボルトが，おおむね弾性状態に留まることを計算により確認する評価方針としていることを踏まえ，ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許容応力
状態ⅢＡＳの許容応力を許容限界として設定する。
b. 動的機能維持評価(a) 立形ポンプ（表 4-8 (3/6)）
立形ポンプの動的機能維持評価においては，立形ポンプの軸受部は，設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，軸受部における発生荷重が，動的機能を保持可能な許容荷重以下であることを計算により確認する評価方針としていることを踏まえ，軸受部の接触面圧の許容荷重を許容限界として設定する。
(2) 許容限界設定方法
a. 記号の定義
許容限界式に使用する記号を表 4-7 に示す。
71NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 4-7 許容限界式に用いる記号
記号
ａ
ｂ
ｃ
Ｅ
ｆｃ
ｆｂｒ
ｆｂｔ

単位
mm
mm
mm
MPa
MPa
MPa
MPa

定義

ｆｔ

MPa

Ｉ

mm4

断面二次モーメント

ｋｐ

－

座屈係数

Ｍ

N･mm

Ｍｃｒｉｐ

N･mm

ダクトに作用する曲げモーメント
クリップリング座屈が発生する際に作用する曲げモーメン
ト

Ｍｐ

N･mm

自重により作用する曲げモーメント

ｎ
ｒ
ｔ
π
ν
Ｚｃ
β
ΔＰ
σｃｒｉｐ
σｃｒｉｐ１
σｐ１
σｐ２
σｓｃ
σｓｒ
σｓｔ

－
mm
mm
－
－
－
－
N/m2
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa

σｗ

MPa

σｘ
σｙ
τ
τｘｙ

MPa
MPa
MPa
MPa

座屈モードの次数
丸ダクトのダクト半径
ダクト板厚
円周率
ポアソン比
円筒かくの座屈応力の式における係数
円筒かくの座屈応力の式における係数
設計竜巻の気圧低下量
クリップリング座屈が発生する際に生じる周方向応力
外圧により生じる周方向応力
面内荷重（外圧）による発生応力
面内荷重（自重）による発生応力
脚の圧縮応力の和
脚の半径方向軸まわりの圧縮側曲げ応力の和
脚の半径方向に直角な軸まわりの圧縮側曲げ応力の和
短期荷重（設計竜巻による内外差圧）による発生応力と長期荷重（自重）による発生応力の和
ｘ方向応力
ｙ方向応力
せん断応力
ｘｙ面に作用するせん断応力

ダクト幅
ダクト高さ
補強ピッチ
ヤング率
脚の許容圧縮応力
脚の半径方向軸まわりの許容曲げ応力
脚の半径方向に直角な方向の軸まわりの許容曲げ応力
ＪＳＭＥ SSB-3121.1により規定される供用状態Ａ及びＢでの許容引張応力b. 許容限界式(a) 支持構造物の許容限界式
イ. ボルト
引張力とせん断力を同時に受けるボルトの許容引張応力ｆｔｓは以下のとおり。
Min｛1.5 ｆｔ，（2.1 ｆｔ－1.6τ）｝
72

ロ. 溶接部
溶接部については引張応力とせん断応力の組合せが考えられる場合，ＪＳ
ＭＥ SSB-3121.1(6)，SSB-3121.2 を準用し，組合せ応力に対しても評価を行う。
垂直応力とせん断応力を生じる構造部分の応力は，以下に示す，垂直応力とせん断応力の組合せ応力の許容応力の評価式を満足しなければならない。
1.5ｆｔ
(b)

２

２

２

ｘ

ｙ

ｘｙ

σ ＋σ －σｘ σｙ＋3τ

4脚たて置円筒形容器の許容限界式
支持脚について，以下の式にて座屈評価を行う。
σｓｒ σｓｔ σｓｃ
1＋＋
ｆｂｒ ｆｂｔｆｃ(c) 角ダクトの許容限界式
イ. 長期荷重（自重）＋短期荷重（設計竜巻による内外差圧）に対する許容限界
自重により発生する曲げモーメントＭと発生応力σｐ２の関係は以下の式で表さNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

れる。

ここで
3

ａ＋2ｔｂ＋2ｔ -ａ・ｂ3
Ｉ＝12
短期荷重（設計竜巻による内外差圧）による発生応力σｐ１と長期荷重（自重）による発生応力σｐ２の和σｗが許容応力σｙに達した時に座屈が生じることから，長期荷重により発生する曲げモーメントＭＰが，許容応力σｙと短期荷重による発生応力σｐ１の差（σｙ-σｐ１）から求まる長期荷重に対する許容曲げモーメント以下であることを確認する。

(d) 丸ダクトの許容限界式
イ. 外圧に対する許容限界
外圧により生じる周方向応力は，クリップリング座屈が発生する際に生じる周方向応力（座屈応力）σｃｒｉｐを超えないこととする。
外圧によるクリップリング座屈が発生する際に生じる周方向応力σｃｒｉｐは，円筒殻の座屈応力の式より算出する。
73

b. 長期荷重（自重）＋短期荷重（設計竜巻による内外差圧）に対する許容限界
自重により作用する曲げモーメントＭＰと外圧ΔＰ（設計竜巻による気圧低下量）の組

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

合せが，下式を満足させるものとする。

ここで，自重による曲げによってクリップリング座屈が発生する際に作用する曲げモーメントＭｃｒｉｐは，下式より算出する。

74

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 4-8 施設ごとの許容限界(1/6)

施設
分類

施設名称

荷重の
組合せ

評価対象部位評価
項目

機能損傷モード
許容限界
応力等の状態

限界状態

75

竜巻より防護すべき施設を内包する施設

施設の最小部材厚さが貫通限界
厚さ以上とする。
衝突

せん断

ＷＭ
屋根スラブ，外壁（防護対象施設が設置されている区画の建屋
内壁を含む）

原子炉建屋，タービン
建屋

Ｆｄ＋ＷＴ（ＷＷ，
Ｗ Ｐ）

せん断

構造
強度

貫通

デッキプレートの発生ひずみが，JIS規格値／ＴＦ（ＴＦ＝2.0）を考慮した値以下とする。

裏面剥離による
施設の最小部材厚さが裏面剥離
コンクリート片
限界厚さ以上とする。
の飛散

コンクリートのせん断ひずみが設定値（2.0×10-3）以下とす
部材の破断によ る。
曲げ，せん断 る部材自体の転 屋根スラブのスタッドボルト
倒及び脱落が，「各種合成構造設計指針・同解説」に基づく許容耐力以下とする。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 4-8 施設ごとの許容限界(2/6)

施設
分類

施設名称

荷重の
組合せ

評価対象部位

ＷＭ

原子炉建屋大物搬入口扉（機器搬入
口内側扉）

76

竜巻より防護すべき施設を内包する施設

ＷＭ
原子炉建屋

Ｆｄ＋ＷＰ
ＷＭ

Ｆｄ＋ＷＰ

大物搬入口扉（原子炉建屋原子炉棟
水密扉）

原子炉建屋付属棟
1 階電気室搬入口
水密扉

鋼製蓋
軽油貯蔵タンクタンク
室

ＷＭ

評価
項目

衝突

機能損傷モード
許容限界
応力等の状態

せん断

限界状態

貫通

設計飛来物の運動エネルギが，原子
炉建屋原子炉棟水密扉及び本扉による吸収可能エネルギ以下とする。

衝突

せん断

貫通

設計飛来物の運動エネルギが，機器搬入口内側扉及び本扉による吸収可能エネルギ以下とする。

構造
強度

曲げ，せん
断，組合せ

部材の降伏

「鋼構造設計規準･同解説」の短期
許容応力度以下とする。

衝突

せん断

貫通

施設の最小部材厚さが貫通限界厚さ以上とする。

構造
強度

曲げ，せん
断，組合せ

部材の降伏

「鋼構造設計規準･同解説」の短期
許容応力度以下とする。

衝突

せん断

貫通

施設の最小部材厚さが貫通限界厚さ以上とする。

衝突

せん断

貫通

施設の最小部材厚さが貫通限界厚さ以上とする。

構造
強度

せん断

頂版

裏面剥離によ施設の最小部材厚さが裏面剥離限界
るコンクリー
厚さ以上とする。
ト片の飛散

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 4-8 施設ごとの許容限界(3/6)
施設
分類

施設名称

ディーゼル発電機吸気フ
ィルタ

荷重の
組合せ

評価対象
部位
胴板

Ｆｄ＋ＷＴ（ＷＷ，ＷＰ）
支持脚

評価
項目

77

屋外の防護対象施設

限界状態

構造
強度
構造
強度

一次一般膜，一次，一次＋二次

部材の降伏

組合せ，座屈部材の降伏

引張，せん断，
組合せ

Ｆｄ＋ＷＷ

基礎ボルト

構造
強度

中央制御室換気系冷凍機

Ｆｄ＋ＷＷ

取付ボルト

構造
強度

ボルト，原
動機フレー
Ｆｄ＋ＷＴ（ＷＷ，ＷＰ）
ム
＋ＦＰ
軸受部

残留熱除去系海水系ストレーナ，ディーゼル発電機用海水ストレーナ

Ｆｄ＋ＷＴ（ＷＷ，ＷＰ）
基礎ボルト
＋ＦＰ

許容限界
応力等の状態ディーゼル発電機ルーフ
ベントファン

残留熱除去系海水系ポンプ，ディーゼル発電機用
海水ポンプ

機能損傷モード

構造
強度
機能
維持
構造
強度

ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許容応力状態ⅢＡＳの許容応力以下とする。

ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許部材の降伏 容応力状態ⅢＡＳの許容応力以下とする。
ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許引張，せん断，部材の降伏 容応力状態ⅢＡＳの許容応力以下組合せとする。
ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許引張，せん断，部材の降伏 容応力状態ⅢＡＳの許容応力以下組合せとする。
軸と軸受が接 軸受荷重が接触面圧の許容荷重
接触触以下とする。
ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許引張，せん断，部材の降伏 容応力状態ⅢＡＳの許容応力以下
組合せ
とする。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 4-8 施設ごとの許容限界(4/6)
施設
分類

施設名称

荷重の組合せ機能損傷モード

78

屋外の防護対象施設

評価対象
部位

評価
項目

一次（膜＋曲
げ）

部材の降伏

許容限界
応力等の状態

限界状態

非常用ガス処理系排気配
管

Ｆｄ＋ＷＷ

配管本体

構造
強度

排気筒

Ｆｄ＋ＷＷ

筒身，鉄
塔

構造
強度

組合せ

部材の降伏

Ｆｄ＋ＷＴ（ＷＷ，ＷＰ）＋
配管本体
ＦＰ

構造
強度

一次（膜＋曲げ）

部材の降伏

配管及び弁（中央制御室
換気系冷凍機，残留熱除去系海水系ポンプ及びディーゼル発電機用海水ポ
ンプ周り）

ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許容応力状態ⅢＡＳの許容応力以下とする。
「鋼構造設計基準」等に準じて断面算定を行う。
ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許容応力状態ⅢＡＳの許容応力以下とする。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 4-8 施設ごとの許容限界(5/6)
施設
分類

施設名称

荷重の組合せ

評価対象
部位

評価
項目

機能損傷モード
許容限界
応力等の状態

限界状態

外気と繋がっている屋内の防護対象施設79

ダクト（非常用換気空調設備）

Ｆｄ＋ＷＰ

ダクト鋼板
（本体）

構造
強度

曲げ，座屈

部材の降伏

ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許容応力状態ⅢＡＳ及び座屈に対する評価式を満足する許容応力
以下又はクリップリング座屈に応じた許容応力以下とする。

隔離弁（非常用換気空調設備）

ＷＰ

耐圧部

構造
強度

変形

部材の降伏

呼び圧力以下とする。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表 4-8 施設ごとの許容限界(6/6)

施設分類

防護対象施設に波及的影響を及ぼす可能性がある施設

80

荷重の
組合せ

評価対象
部位

評価
項目

サービス建屋

Ｆｄ＋ＷＴ（ＷＷ，ＷＰ）

構造躯体

鋼製防護壁

Ｆｄ＋ＷＷ

ディーゼル発電機排気消
音器

施設名称

機能損傷モード
許容限界
応力等の状態

限界状態

構造
強度

せん断

接触

変形量が，隣接する原子炉建屋
及びタービン建屋との離隔距離以下とする。

鋼製躯体

構造
強度

せん断

接触

変形量が，隣接する海水ポンプ室との離隔距離以下とする。

Ｆｄ＋ＷＷ

取付ボルト
基礎ボルト

構造
強度

引張，せん
断，組合せ

ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許部材の降伏 容応力状態ⅢＡＳの許容応力以下とする。

ディーゼル発電機付属排気配管及びベント配管

Ｆｄ＋ＷＷ

配管本体

構造
強度

一次（膜＋曲げ）

ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許部材の降伏 容応力状態ⅢＡＳの許容応力以下とする。

残留熱除去系海水系配管（放出側），ディーゼル
発電機用海水配管（放出側）

Ｆｄ＋ＷＴ（ＷＷ，ＷＰ）
＋ＦＰ

配管本体

構造
強度

一次（膜＋曲げ）

ＪＥＡＧ４６０１等に準じて許部材の降伏 容応力状態ⅢＡＳの許容応力以下とする。

表 4-9 クラス 1・クラス 2，3・その他の支持構造物の許容応力

許容応力
状態

Ⅲ ＡＳ

許容応力＊1 ＊2 ＊3（ボルト以外）許容応力＊2（ボルト等）

一次応力

一次応力

引張

せん断

圧縮

曲げ

引張

せん断

1.5ｆｔ

1.5ｆｓ

1.5ｆｃ

1.5ｆｂ

1.5ｆｔ

1.5ｆｓ

注記 ＊1：「鋼構造設計規準 ＳＩ単位版」（2002 年日本建築学会）等の幅厚比の制限を満足させる。
＊2：応力の組合せが考えられる場合には，組合せ応力に対しても評価を行う。
＊3：耐圧部に溶接等により直接取り付けられる支持構造物であって耐圧部と一体の応力解

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

析を行うものについては，耐圧部と同じ許容応力とする。
表 4-10 クラス 2，3 容器の許容応力
許容応力

許容応力
状態

一次一般膜応力

一次膜応力＋
一次曲げ応力一次＋二次応力Ⅲ ＡＳ

Min[Ｓｙ，0.6Ｓｕ]

左欄の 1.5 倍の値

2Ｓｙ

表 4-11 クラス 2，3 配管の許容応力
許容応力
状態

Ⅲ ＡＳ

許容応力
一次一般膜応力Min[Ｓｙ，0.6Ｓｕ]
ただし，オーステナイト系ステンレス
鋼及び高ニッケル合金については 1.2
Ｓとしてもよい81

一次応力（曲げ応力を含む）
Ｓｙ
ただし，オーステナイト系ステンレス
鋼及び高ニッケル合金については 1.2
Ｓとしてもよい5.

強度評価方法
評価手法は，以下に示す解析法により，適用性に留意の上，規格及び基準類や既往の文献において適用が妥当とされる手法に基づき実施することを基本とする。
・ＦＥＭ等を用いた解析法・定式化された評価式を用いた解析法「原子力発電所の竜巻影響評価ガイド」を参照して，設計竜巻による荷重は地震荷重と同様に施設に作用する場合は，地震荷重と同様に外力として評価をするため，ＪＥＡＧ４６０１を適用可能とする。ただし，閉じた施設となる屋外配管等については，その施設の大きさ及び形状を考慮した上で，気圧差を見かけ上の配管の内圧の増加として評価する。
風圧力による荷重の影響を考慮する施設については，建築基準法施行令等に基づき風圧力による荷重を考慮し，設備の受圧面に対して等分布荷重として扱って良いことから，評価上高さの1/2または荷重作用点より高い重心位置に集中荷重として作用するものとする。
設計竜巻による荷重が作用する場合に強度評価を行う施設のうち，強度評価方法として，ポン

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

プ，容器及び建屋等の定式化された評価式を用いた解析法を以下に示す。
ただし，以下に示す強度評価方法が適用できない施設及び評価対象部位については，個別計算書にその強度評価方法を含めて記載する。

82

5.1 建屋・構造物に関する評価式
5.1.1 鉄筋コンクリート造構造物(1) 評価条件
a. 貫通限界厚さは，NEI07-13に示されているDegen式を用いて算定する。
Degen式における貫入深さは，「タービンミサイル評価について（昭和52年7月20日
原子炉安全専門審査会）」で用いられている修正NDRC式を用いて算定する。
b. 裏面剥離限界厚さは，NEI07-13に示されているChang式を用い算定する。
c. 荷重及び応力は力学における標準式を用いて算出する。
(2) 評価対象部位
評価対象部位及び評価内容を表5-1に示す。
表5-1 評価対象部位及び評価内容

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

施設名称
原子炉建屋

タービン建屋

軽油貯蔵タンクタンク室
サービス建屋

評価対象部位
屋根スラブ
外壁
構造躯体
デッキプレート
防護対象施設が設置されている区画の建屋内壁（オペレーティ
ングフロア床版，気体廃棄物処理系バルブ室）構造躯体
鋼製蓋支持部
頂版
構造躯体

評価内容
貫通
裏面剥離
転倒及び脱落貫通
貫通
裏面剥離
転倒及び脱落貫通
裏面剥離変形(3) 強度評価方法
a. 記号の定義
Degen式による貫入限界厚さの算定に用いる記号を表5-2に，修正NDRC式による貫入深さの算定に用いる記号を表5-3に，Chang式による裏面剥離限界厚さの算定に用いる記号を表5-4に，力学における標準式による荷重の算定に用いる記号を表5-5に示す。
表5-2 Degen式による貫入限界厚さの算定に用いる記号
記号
ｄ
ｅ
Ｘ
αｅ

単位
cm
cm
cm
―

定義
設計飛来物直径
貫通限界厚さ（コンクリート）
貫入深さ
低減係数

83

表5-3 修正NDRC式による貫入深さの算定に用いる記号
記号
ｄ
Ｄ
ＦＣ
Ｎ
Ｖ
Ｗ
Ｘ

単位
cm
kgf/cm3
kgf/cm2
―
m/s
kgf
cm

定義
設計飛来物直径
設計飛来物直径密度(=Ｗ/ｄ3)
コンクリートの設計基準強度
設計飛来物の形状係数
設計飛来物の衝突速度
設計飛来物重量
貫入深さ

表5-4 Chang式による裏面剥離限界厚さの算定に用いる記号

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

記号
ｄ
ｆ ｃ’
Ｓ
Ｖ
Ｗ
αｓ

単位
cm
kgf/cm2
cm
m/s
kgf
―

定義
設計飛来物直径
コンクリートの設計基準強度
裏面剥離限界厚さ
設計飛来物の衝突速度
設計飛来物重量低減係数

表5-5 力学における標準式による荷重の算定に用いる記号
記号
Ｆｍ
Ｌ１
ｍ
Ｖ
τ

単位
N
m
kg
m/s
s

定義
設計飛来物による衝撃荷重
設計飛来物の最も短い辺の長さ
設計飛来物の質量設計飛来物の衝突速度
設計飛来物と被衝突体との接触時間

b. 評価方法(a)

Degen式による貫通限界厚さの算定
Degen式を以下に示す。
Ｘ/ｄ≦1.52の場合
ｅ＝αｅ｛2.2(Ｘ/ｄ)－0.3(Ｘ/ｄ)2｝・ｄ1.52≦Ｘ/ｄ≦13.42の場合
ｅ＝αｅ｛0.69＋1.29(Ｘ/ｄ)｝・ｄ
修正NDRC式を以下に示す。
Ｘ/ｄ≦2の場合
Ｘ/ｄ＝{(12145/ ＦＣ )・Ｎ・ｄ0.2・Ｄ・（Ｖ/1000）1.8}0.5
Ｘ/ｄ≧2の場合
Ｘ/ｄ＝{(12145/ ＦＣ )・Ｎ・ｄ0.2・Ｄ・（Ｖ/1000）1.8＋1

84

(b)

Chang式による裏面剥離限界厚さの算定
Chang式を以下に示す。
2 0.4

Ｓ＝1.84αＳ・

Ｖ０
Ｖ

Ｗ・Ｖ
980

0.13

・
ｄ

0.2

’

0.4

・ｆｃ

(c) 力学における標準式による荷重の算定
イ. 設計飛来物による衝撃荷重
Ｆｍ＝ｍ・Ｖ/τ＝ｍ・Ｖ2/Ｌ１
5.1.2 鋼製構造物(1) 評価条件
a. 飛来物が防護対象施設に衝突する場合の貫通限界厚さを，「タービンミサイル評価

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0について（昭和52年7月20日 原子炉安全専門審査会）」で用いられているBRL式を用いて算出する。
b. 荷重及び応力は力学における標準式を用いて算出する。
(2) 評価対象部位
評価対象部位及び評価内容を表5-6に示す。
表5-6 評価対象部位及び評価内容
施設名称

原子炉建屋

軽油貯蔵タンクタンク室
鋼製防護壁

評価対象部位
屋根スラブ（スタッドボルト）
原子炉建屋大物搬入口扉（原子炉建屋原子炉棟水密扉）
原子炉建屋大物搬入口扉（機器搬入口内側扉）
原子炉建屋付属棟1階電気室搬入口水密扉
鋼製蓋
構造躯体

評価内容
脱落
貫通
転倒及び脱落貫通
貫通
転倒及び脱落貫通変形(3) 強度評価方法
a. 記号の定義
BRL式による貫入限界厚さの算定に用いる記号を表5-7に，力学における標準式による荷重及び応力の算定に用いる記号を表5-8に示す。

85

表5-7 BRL式による貫入限界厚さの算定に用いる記号
記号
Ａ
ｄ
Ｋ
Ｍ
Ｔ
Ｖ

単位
m2
m
－
kg
mm
m/s

定義
設計飛来物の諸元から算出される等価面積
設計飛来物が衝突する衝突断面の等価直径
鋼板の材質に関する係数
設計飛来物の質量貫通限界厚さ設計飛来物の衝突速度

表5-8 力学における標準式による荷重及び応力の算定に用いる記号(1/2)

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0（屋根スラブ及びスタッドボルト）
記号
Ｌ
Ｍ
ｐ
Ｑ
Ｔ
ωｄ

単位
m
kN･m
mm
kN/m
kN
kN/m

ωＴ

kN/m

ωＴ１

kN/m

ωＴ２

kN/m

定義
屋根スラブの支持スパン
屋根スラブに生じる単位幅の曲げモーメントスタッドボルトの間隔
屋根スラブに生じる単位幅のせん断力
スタッドボルトに生じる引張力
常時作用する荷重による単位幅あたりの荷重
設計竜巻による単位幅あたりの荷重(=max{ωＴ１,ωＴ２})
設計竜巻荷重ＷＴ１による単位幅あたりの荷重
設計竜巻荷重ＷＴ２による単位幅あたりの荷重（設計飛来物による衝撃荷重ＷＭは考慮しない）

表5-9 力学における標準式による荷重及び応力の算定に用いる記号(2/2)
（水密扉）
記号
Ｌｂ
ＬＰ
Ｍ
ｎ
Ｐ０
Ｑ
ＲＰ
Ｔ

単位
m
m
kN
箇所
kN
kN
kN
kN

定義
軸支持間距離（カンヌキ）
軸支持間距離（カンヌキ受けピン）
曲げモーメント
カンヌキの箇所数
竜巻の気圧差による荷重
せん断力
気圧差による荷重による反力
引張力

b. 評価方法(a)

BRL式による貫通限界厚さの算定
BRL式を以下に示す。
3
2

Ｔ＝

2

0.5・Ｍ・Ｖ
2

3

1.439・109 ・Ｋ ・ｄ2
ここで等価直径ｄは下式のとおり。
86

赤文字
は，伊方
の表に出
てこない
もの

ｄ＝

4・Ａ
π

(b) 力学における標準式による荷重及び応力の算定
イ. 単位幅の屋根スラブにおける発生モーメント
Ｍ＝ωT －ωｄ ・Ｌ

28
ロ. 単位幅の屋根スラブにおける発生せん断力
Ｍ＝ωT －ωｄ ・Ｌ

2
ハ. スタッドボルト 1 本あたりの発生引張力
Ｔ＝Ｑ・

ｐ
1000

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

ニ. 水密扉の扉支持部材に生じる荷重
水密扉の扉支持部材のうち，ヒンジ部はヒンジアーム，ヒンジピン，ヒンジボ
ルト，アンカーで構成され，カンヌキ部はカンヌキ，カンヌキ受けピン，カンヌ
キ受けボルトで構成されており，次式により算定する竜巻の気圧差による荷重による反力から，各部材に発生する荷重を算定する。
尚，ヒンジ部へはヒンジ側にもカンヌキが配されているため，竜巻の気圧差に伴う荷重は発生しない。
水密扉の概要例を図5-1に示す。また，カンヌキ部に生じる荷重の例を図5-2に
示す。
ＲＰ =

Ｐ０
ｎ

カンヌキ

ヒンジ

図5-1 水密扉概要（例）
87

（内側）

Ｐ０

ＲＰ
（外側）

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

ヒンジ

カンヌキ

ＲＰ

カンヌキ
ＲＰ
図5-2 カンヌキ部に生じる荷重の例(イ) カンヌキ
カンヌキに生じる荷重は，次式により算定する。カンヌキに生じる荷重の例
を図5-3に示す。
Ｍ = ＲＰ･Ｌｂ
Ｑ = ＲＰ

88

カンヌキ

Ｌｂ

Ｒ

図5-3 カンヌキに生じる荷重の例

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0(ロ) カンヌキ受けピン
カンヌキ受けピンに生じる荷重は，次式により算定する。カンヌキ受けピンに生じる荷重の例を図5-4に示す。
Ｍ=ＲＰ ･

Ｌｐ
4

Ｑ = ＲＰ
カンヌキ受けピンＲLP

図5-4 カンヌキ受けピンに生じる荷重の例

89

(ハ) カンヌキ受けボルト
カンヌキ受けボルトに生じる荷重は，次式により算定する。カンヌキ受けボ
ルトに生じる荷重の例を図5-5に示す。
Ｔ = ＲＰ

カンヌキ受けボルト

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

ＲP

図5-5 カンヌキ受けボルトに生じる荷重の例

90

5.2 機器・配管系に関する評価式
5.2.1 ポンプ(1) 立形ポンプ
a. 評価条件
立形ポンプの強度評価を行う場合，以下の条件に従うものとする。
(a) 応力計算において，1質点系モデルとし，ポンプ部は全高の1/2の位置に，モータ部は風圧力による荷重の作用中心と同等，あるいはより高い重心作用位置に複合荷重が作用することとする。また，設計竜巻による風荷重はそれぞれの評価対象部位に対して発生応力が大きくなる方向から当たるものとする。
立形ポンプの強度評価対象部位を図5-6に示す。また，ポンプ部及びモータ部の応力計算モデル図を図5-7に示す。
(b) たわみ量計算において，ポンプ据付面から原動機支え台上端までと，原動機支え
台上端から原動機までの片持ち梁と考え，違う断面性能の一軸中空形モデルで，荷NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

重が全高の半分の位置に作用することとする。
たわみ量計算モデル図を図5-8に示す。
b. 評価対象部位
評価対象部位及び評価内容を表5-10に示す。
表5-10 評価対象部位及び評価内容
評価対象部位

応力等の状態
・引張
・せん断
・組合せ
・引張
・せん断
・組合せ
・曲げ

基礎ボルト，取付ボルト

原動機フレーム
軸受部
c. 強度評価方法(a) 記号の定義

立形ポンプの構造強度評価及び動的機能維持評価に用いる記号を表5-11，表5-12
に示す。

91

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表5-11 立形ポンプの構造強度評価に用いる記号
記号
Ａｂ
ＡＷ
Ｄ
Ｆｂ
ＦＨ
Ｆｉ
Ｈ
ｈ
ｈｕ
ｈｗ
Ｌ
Ｌｇ
ＬＨ
Ｌｉ
Ｌ１～Ｌ８
Ｍ
Ｎ
ＷＴ
ＷＴ２
π
σｍｔ
σｂｔ
τ

単位
mm2
mm2
mm
N
N
N
N
mm
mm
mm
mm
mm
mm
mm
mm
N･mm
－
N
N
－
MPa
MPa
MPa

定義
ボルトの断面積
原動機フレーム溶接部の断面積
原動機フレーム外寸
ボルトに作用する引張力
ボルトに作用するせん断力
各ボルトに作用する引張力
自重による荷重
基準面からの重心距離
基準面から上端カバー上端までの高さ
原動機フレーム溶接部高さ
重心と支点間の距離
ポンプ部各評価部位の評価高さ
重心と支点間の距離
各ボルト間の距離
支点と評価ボルト間の距離
設計竜巻により作用するモーメントボルトの本数
設計竜巻による複合荷重
設計竜巻による複合荷重（ＷＴ２＝ＷＷ＋0.5・ＷＰ＋ＷＭ）
円周率
原動機フレームの引張応力
ボルトの引張応力
せん断応力

表5-12 立形ポンプの動的機能維持評価に用いる記号
記号
ａ
Ｅ
ｈ’
Ｉ
ｉ
Ｍ
ＷＴ２

単位
mm
MPa
mm
mm4
rad
N･mm
N

Ｗ’

N

Ｗ”
ｘ’
ｙ
δ

N
mm
mm
mm

定義
部材間の長さ縦弾性係数
基準点から作用点までの距離
断面二次モーメント
傾斜
設計竜巻により作用するモーメント
設計竜巻による複合荷重（ＷＴ２＝ＷＷ＋0.5･ＷＰ＋ＷＭ）
たわみ量及び発生荷重計算において設計竜巻による風圧を受ける面
それぞれのＷＴ２の合計の複合荷重
発生荷重
評価対象部から支点までの距離
たわみ量
フレーム変位量92

(b) 計算モデル
上部軸受タンクカバー
上部軸受ブラケット

取付ボルト

取付ボルト
一次側端子箱取付ボルト

原動機フレーム（溶接部）

原動機取付ボルトNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

原動機台取付ボルト

据付面基礎ボルト

図 5-6(1/2) 立形ポンプの強度評価対象部位（残留熱除去系海水系ポンプ）

主回路用端子箱
取付ボルト

エンドカバー取付ボルト
スペースヒータ用
端子箱取付ボルト

原動機フレーム

原動機取付ボルト（溶接部）

原動機台取付ボルト

据付面基礎ボルト

図 5-6(2/2) 立形ポンプの強度評価対象部位（ディーゼル発電機用海水ポンプ）93

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

図 5-7(1/2) 応力の計算モデル図（ポンプ部）

評価対象部位風

荷重：ＷＴ
h

受圧面積：Ａ
図 5-7(2/2) 応力の計算モデル図（原動機部）

94

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

図 5-8(1/2) 立形ポンプのたわみ量計算モデル（残留熱除去系海水系ポンプ）95

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

図 5-8(2/2) 立形ポンプのたわみ量計算モデル（ディーゼル発電機用海水ポンプ）

96

(c) 評価方法
イ. 応力の算出(イ) ポンプ部
・風による転倒モーメントＭ
Ｍ＝ＷＴ２・Ｌｇ／2
・引張応力σｂｔｎ

Ｍ＝2Ｆｉ・Ｌｉ ・・・（3.1）

ｉ＝1Ｆｉ＝一定 ・・・（3.2）
Ｌｉ（3.1）（3.2）式より，

Ｍ

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

Ｆｎ＝

ｎ

Ｌｎ

2
2 Ｌｉ
ｉ＝1

よって，
σｂｔ＝

Ｆｎ
Ａｂ

・せん断応力τ
τ＝

ＷＴ
Ａｂ・Ｎ

(ロ) 原動機部
・風による転倒モーメントＭ
Ｍ＝ＷＴ２・ｈ＋Ｈ・Ｌ（ボルト取付方向が水平方向の場合）
Ｍ＝ＷＴ２・ｈ（ボルト取付方向が鉛直方向の場合）【原動機フレーム溶接部】
原動機フレーム溶接部の応力算出方法を以下に示す。
・引張応力
5.66・Ｍσｍｔ＝π・ｈｗ・Ｄ 2

・せん断応力τ＝

ＷＴ２Ａｗ【一次側端子箱ボルト部（残留熱除去系海水系ポンプ），主回路用端子箱ボルト部（ディーゼル発電機用海水ポンプ），スペースヒータ用端子箱ボルト部（ディーゼル発電機用海水ポンプ）】97

・引張応力Ｆｂ＝

Ｈ・ｈ＋ＷＴ２・ＬＨ
Ｌ１・Ｎ

σｂｔ＝

Ｆｂ
Ａｂ

・せん断応力
Ｆ
τ＝ Ｈ
Ａｂ・Ｎ
ここで，
２

ＦＨ＝ Ｗ Ｔ２ ＋Ｈ ２

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0【上部軸受ブラケット取付ボルト部（残留熱除去系海水系ポンプ）】・引張応力
竜巻によって生じる転倒荷重が，上端カバーの上端（評価上厳しい条件）に作用した際の，上部軸受ブラケット取付ボルトに生じる引張応力を算出し評価する。
ｈ・Ｗ ・ＬＦｂ＝ ２ ｕ ２ Ｔ２ ２ １ ２
Ｌ１ ＋Ｌ２ ＋Ｌ３ ＋Ｌ４

σｂｔ＝
・

Ｆｂ
Ａｂ

せん断応力
Ｗ
τ＝ Ｔ２
Ａｂ・Ｎ

【上部軸受タンクカバー取付ボルト部（残留熱除去系海水系ポンプ）】・引張応力
竜巻によって生じる転倒荷重が，上端カバーの上端（評価上厳しい条件）に作用した際の，上部軸受ブラケット取付ボルトに生じる引張応力を算出し評価する。
ｈｕ・ＷＴ２・Ｌ１
Ｆｂ＝ ２
２
２
２
２
２
２
２
Ｌ１ ＋Ｌ２ ＋Ｌ３ ＋Ｌ４ ＋Ｌ５ ＋Ｌ６ ＋Ｌ７ ＋Ｌ８
σｂｔ＝

Ｆｂ
Ａｂ

・せん断応力
Ｗ
τ＝ Ｔ２
Ａｂ・Ｎ
98

【エンドカバー取付ボルト部（ディーゼル発電機用海水ポンプ）】・引張応力
竜巻によって生じる転倒荷重が，エンドカバーの上端（評価上厳しい条件）に作用した際の，エンドカバー取付ボルトに生じる引張応力を算出し評価する。
Ｆｂ＝ｈ・Ｗ Ｔ２・Ｌ１
2

2

2・（Ｌ１ ＋Ｌ２ ）

σｂｔ＝

Ｆｂ
Ａｂ

・せん断応力Ｗ
τ＝ Ｔ２Ａｂ・Ｎ
ロ. たわみ量及び発生荷重の計算

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0(イ) たわみ量の算出
たわみ量の算出において，竜巻による風圧力を受ける面（原動機台，原動機
フレーム，一次側端子箱，上部軸受ブラケット，上部軸受タンクカバー）のそ
れぞれのＷＴ２の合計を複合荷重Ｗ’とする。
Ｗ’＝ΣＷＴ２
以下のミオソテスの方法より各評価対象部位のたわみ量yと傾斜iを算出する。なお，荷重は高さの半分の位置に作用することとする。
ミオソテスの方法
ｙ＝
ｉ＝

Ｍ・ａ2
Ｗ’
・ａ3
＋
2・Ｅ・Ｉ 3・Ｅ・Ｉ

Ｍ・ａ Ｗ’
・ａ2＋
Ｅ・Ｉ 2・Ｅ・Ｉ

Ｍ＝Ｗ’・ｈ’(ロ) 発生荷重の算出
軸受部において，フレーム変位により作用する軸受反力と軸受許容荷重を比較し，発生荷重が許容荷重より小さいことを確認する。
発生荷重Ｗ”は次式より計算する。
δ＝評価対象部位の変位量 － 支点の変位量
また，発生荷重は
δ＝

3
Ｗ”・ｘ’
3・Ｅ・Ｉ

より
99

Ｗ”＝

3・Ｅ・Ｉ・δ
3
ｘ’

5.2.2 容器
(1)

4脚たて置円筒形容器（ディーゼル発電機吸気フィルタ）
a. 評価条件
4脚たて置円筒形容器の強度評価を行う場合，以下の条件に従うものとする。
(a) 設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重，自重を加えた荷重に対する，胴板，支持脚の構造健全性を1質点系モデルとして計算を行う。ここで，荷重の作用点は評価上高さの1/2より高い容器の重心位置とする。
4脚たて置円筒形容器のモデル図を図5-9に示す。
b. 評価対象部位

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

評価対象部位及び評価内容を表5-13に示す。
表5-13 評価対象部位及び評価内容
評価対象部位
胴板
支持脚

応力等の状態
・一次一般膜・一次・一次＋二次・組合せ・座屈

c. 強度評価方法(a) 記号の定義
4脚たて置円筒形容器の強度計算に用いる記号を表5-14に示す。

100

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表5-14 強度評価に用いる記号（1/4）
記号
Ａ

単位
m2

定義
受圧面積（風向に垂直な面に投影した面積）

Ａｓ

mm2

脚の断面積

Ａｓｒ

mm

2

脚の半径方向軸に対する有効せん断断面積

Ａｓｔ

mm

2

脚の周方向軸に対する有効せん断断面積

Ｃ
Ｃ１

mm

建築物荷重指針・同解説により規定される風力係数
アタッチメントである脚の胴への取付部の幅の 1/2(胴の周方向)

Ｃ２

mm

Ｃｃ

-

ＣL

-

Ｄｉ

mm

アタッチメントである脚の胴への取付部の幅の 1/2(胴の軸方向)応力の補正係数（ＪＥＡＧ４６０１参考文献(6.6.3-2))より得られる値）
応力の補正係数（ＪＥＡＧ４６０１参考文献(6.6.3-2))より得られる
値）
胴の内径

Ｅ

MPa

胴の縦弾性係数Ｅｓ

MPa

脚の縦弾性係数Ｆ

MPa

ＪＳＭＥ SSB-3121.1(1)により規定される値

Ｆ０

N

振動モデル系における水平力

ｆｃ

MPa

脚の許容圧縮応力ｆｂｒ

MPa

脚の半径方向軸まわりの許容曲げ応力

ｆｂｔ

MPa

脚の半径方向に直角な方向の軸まわりの許容曲げ応力

ｆｔ
Ｇ
Ｇｓ

MPa
MPa

脚の許容引張応力
ガスト影響係数
脚のせん断弾性係数

ｇ
Ｈ

m/s2
m

重力加速度 （＝9.80665）
ディーゼル発電機吸気フィルタ高さ

Ｉmm4

胴の断面 2 次モーメントmm

4

脚の半径方向軸に対する断面 2 次モーメント

Ｉｓｔ

mm

4

脚の周方向軸に対する断面 2 次モーメント

Ｊｓ

mm4

脚のねじりモーメント係数

Ｋ１，Ｋ２

-

Ｋｃ

-

ＫＬ

-

Ｋｒ

-

ｋＬ

-

ｋｃ

-

ＪＥＡＧ４６０１参考文献(6.6.3-2)よりの定数
脚の胴つけ根部における周方向曲げモーメントに対する局部ばね定数（ＪＥＡＧ４６０１参考文献(6.6.3-4)より得られる値）
胴の脚つけ根部における長手方向曲げモーメントに対する局部ばね定数（ＪＥＡＧ４６０１参考文献(6.6.3-4)より得られる値）
胴の脚つけ根部における半径方向荷重に対する局部ばね定数（ＪＥＡＧ４６０１参考文献(6.6.3-4)より得られる値）
ＪＥＡＧ４６０１参考文献(6.6.3-2)によるアタッチメントパラメータ
軸方向の補正係数
ＪＥＡＧ４６０１参考文献(6.6.3-2)によるアタッチメントパラメータ
周方向の補正係数

Ｉｓｒ101

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表5-14 強度評価に用いる記号（2/4）
記号
Ｌ
Ｌｃ

単位
mm
mm

定義
脚の長さ
脚の中立軸間の距離

Ｌｇ

mm

基礎から容器上部重心までの距離

Ｍ１

N・mm

風荷重(Ｚ方向)による胴の脚つけ根部の鉛直方向モーメント

Ｍ３

N・mm

風荷重(Ｚ方向)による胴の脚つけ根部のねじりモーメント

Ｍｃ

N・mm

風荷重(Ｚ方向)による胴の脚つけ根部の周方向モーメント（圧縮側）

ＭＬ

N・mm

運転時質量による胴の脚つけ根部の鉛直方向モーメント（引張側）

Ｍｘ

N・mm

胴に生じる軸方向の曲げモ－メント

Ｍφ

N・mm

胴に生じる周方向の曲げモ－メント

ｍ０

kg

運転時質量

Ｎｘ

N/mm

胴に生じる軸方向の膜力

Ｎφ

N/mm

胴に生じる周方向の膜力

ＰN

運転時質量による胴の脚つけ根部の半径方向荷重

Ｐ１

N

風荷重(Ｚ方向)による胴の脚つけ根部の半径方向荷重

Ｑ

N

風荷重(Ｚ方向)による胴の脚つけ根部の周方向荷重
2

ｑ

N/m

Ｒ

N

運転時質量による脚の軸力

Ｒ１N

風荷重(Ｚ方向)により脚に作用する軸力ｒｍmm

胴の平均半径Ｓｕ

MPa

ＪＳＭＥ付録材料図表 Part5 の表にて規定される設計引張強さ

Ｓｙ

MPa

ＪＳＭＥ付録材料図表 Part5 の表にて規定される設計降伏点

ｔ

mm

胴の板厚

ｕ

mm

脚の中心軸から胴の板厚中心までの距離

Ｗ１

N

風荷重

ＷＴ

N

設計竜巻による複合荷重

ＷＴ１
ＷＴ２

N
N

設計竜巻による複合荷重（ＷＴ１＝ＷＰ）
設計竜巻による複合荷重（ＷＴ２＝ＷＷ＋0.5・ＷＰ＋ＷＭ）

ＷＭ

N

設置（変更）許可を受けた竜巻による飛来物の衝撃荷重

ＷＰ

N

設計竜巻の気圧差による荷重

ＷＷ

N

設計竜巻の風圧力による荷重

Ｚｓｒ

mm3

Ｚｓｔ
β,β１,β２
βｃ,βＬ
γ

mm

3

設計用速度圧

脚の半径方向軸に対する断面係数
脚の周方向軸に対する断面係数-

ＪＥＡＧ４６０１参考文献(6.6.3-2)によるアタッチメントパラメータ-

ＪＥＡＧ４６０１参考文献(6.6.3-2)によるシェルパラメータ102

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表5-14 強度評価に用いる記号（3/4）
記号
ΔＰ

単位
N/m2

定義
気圧差

Δｒ

mm

運転時質量による胴の半径方向局部変位量

Δｒ１

mm

水平力Ｆ０による胴の半径方向局部変位量

Δｘ１

mm

水平力Ｆ０による第 1 脚上端の水平方向変位量

Δｘ３

mm

水平力Ｆ０による第 2 脚上端の水平方向変位量

Δｙ１
θ
θ０
θ１
θ２
θ３
π
ρ
σ０
σ０φ
σ０ｘ
σ１
σ２
σ１１ ～σ１４
σ１５ ，σ１６
σ２１ ～σ２４
σ２５ ，σ２６σｓ
σｓ１,σｓ２
σｓ５ ～σｓ７
σｓ８ ～σｓ１０
σｓｃ
σｓｒ
σｓｔ
σｓｘ
σｓｚ１,σｓｚ２
σｘ１
σφ１
σｘ２
σｘ３
σφ３
σｘ４
σφ４
σｘ５

mm
rad
rad
rad
rad
rad
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa

水平力Ｆ０による第 1 脚の鉛直方向変位量
運転時質量による胴の脚つけ根部における局部傾き角
水平力Ｆ０による胴の中心軸の傾き角
水平力Ｆ０による第 1 脚の傾き角（圧縮側）
水平力Ｆ０による胴の第 1 脚つけ根部における局部傾き角
水平力Ｆ０による第 2 脚の傾き角
円周率
比重
胴の一次一般膜応力の最大値
胴の周方向一次一般膜応力
胴の軸方向一次一般膜応力
胴の一次応力の最大値
胴の一次＋二次応力の最大値
風荷重（Ｚ方向）が作用した場合の胴の組合せ一次応力
風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の胴の組合せ一次応力
風荷重（Ｚ方向）が作用した場合の胴の組合せ一次＋二次応力
風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の胴の組合せ一次＋二次応力
脚の組合せ応力の最大値
運転時質量による脚の圧縮応力,曲げ応力
風荷重（Ｚ方向）による脚の圧縮応力,曲げ応力
風荷重（Ｘ方向）による脚の圧縮応力,曲げ応力
脚の圧縮応力の和
脚の半径方向軸まわりの圧縮側曲げ応力の和
脚の半径方向に直角な軸まわりの圧縮側曲げ応力の和
風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の脚の組合せ応力
風荷重（Ｚ方向）が作用した場合の脚の組合せ応力
静水頭又は内圧による胴の軸方向応力
静水頭又は内圧による胴の周方向応力
運転時質量による胴の軸方向応力
運転時質量により生じる鉛直方向モーメントによる胴の軸方向応力
運転時質量により生じる鉛直方向モーメントによる胴の周方向応力
運転時質量により生じる半径方向荷重による胴の軸方向応力
運転時質量により生じる半径方向荷重による胴の周方向応力
応力が作用した場合の転倒モーメントによる胴の軸方向応力103NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表5-14 強度評価に用いる記号（4/4）
記号単位

σｘ６１,σｘ６２

MPa

σφ６１,σφ６２

MPa

σｘ７１,σｘ７２

MPa

σφ７１,σφ７２

MPa

σｘ８１,σｘ８２

MPa

σφ８１,σφ８２

MPa

σｘ９１,σｘ９２

MPa

σφ９１,σφ９２

MPa

σｘ１０１,σｘ１０２

MPa

σφ１０１,σφ１０２

MPa

σｘ１１１,σｘ１１２

MPa

σφ１１１,σφ１１２

MPa

σｘｘ１,σｘｘ２

MPa

定義
風荷重(Ｚ方向)が作用した場合の半径方向荷重による胴の軸方向応力
風荷重(Ｚ方向)が作用した場合の半径方向荷重による胴の周方向応力
風荷重(Ｚ方向)が作用した場合の鉛直方向モーメントによる胴の軸方向応力
風荷重(Ｚ方向)が作用した場合の鉛直方向モーメントによる胴の周方向応力
風荷重（Ｚ方向）が作用した場合の周方向モーメントによる胴の軸方向応力
風荷重（Ｚ方向）が作用した場合の周方向モーメントによる胴の周方向応力
風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の半径方向荷重による胴の軸方向
応力
風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の半径方向荷重による胴の周方向
応力
風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の鉛直方向モーメントによる胴の軸方向応力
風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の鉛直方向モーメントによる胴の周方向応力
風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の周方向モーメントによる胴の軸方向応力
風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の周方向モーメントによる胴の周方向応力
風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の胴の軸方向一次応力の和

σｘｘ３,σｘｘ４

MPa

風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の胴の軸方向一次＋二次応力の和

σｘｚ１ ～σｘｚ４

MPa

風荷重（Ｚ方向）が作用した場合の胴の軸方向一次応力の和

σｘｚ５ ～σｘｚ８

MPa

風荷重（Ｚ方向）が作用した場合の胴の軸方向一次＋二次応力の和

σφｘ１,σφｘ２

MPa

風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の胴の周方向一次応力の和

σφｘ３,σφｘ４

MPa

風荷重（Ｘ方向）が作用した場合の胴の周方向一次＋二次応力の和

σφｚ１ ～σφｚ４

MPa

風荷重（Ｚ方向）が作用した場合の胴の周方向一次応力の和

σφｚ５ ～σφｚ８

MPa

τ３

MPa

τ６

MPa

τｃ１

MPa

風荷重（Ｚ方向）が作用した場合の胴の周方向一次＋二次応力の和風荷重（Ｚ方向）により胴の脚つけ根部に生じるねじりモーメントによるせん断応力
風荷重（Ｘ方向）により胴の脚つけ根部に生じるねじりモーメントによるせん断応力
風荷重（Ｚ方向）により胴の脚つけ根部に生じる周方向せん断応力

τｃ４

MPa

風荷重（Ｘ方向）により胴の脚つけ根部に生じる周方向せん断応力

τＬ１

MPa

運転時質量により胴の脚つけ根部に生じる軸方向せん断応力

τＬ２

MPa

風荷重（Ｚ方向）により胴の脚つけ根部に生じる軸方向せん断応力

τＬ５

MPa

風荷重（Ｘ方向）により胴の脚つけ根部に生じる軸方向せん断応力104(b) 計算モデル

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

風

図 5-9 ディーゼル発電機吸気フィルタの評価モデル図(c) 評価方法
イ. 荷重の設定
水平力の釣合より
2Ｐ１ 2Ｑ Ｆ０

転倒モーメントの釣合より

2Ｍ１ 2Ｍ３ 2Ｒ１・ｒｍ Ｆ０(Ｌｇ Ｌ)
ただし，
ｒｍ (Ｄｉ ｔ)/2

第 1 脚の水平方向変位量 Δｘ１，傾き角 θ１，鉛直方向変位量 Δｙ１は次による。

Ｐ１・ Ｌ3
3Ｅｓ・Ｉｓｔ⊿ｘ１

Ｐ１・ Ｌ
Ｇｓ・Ａｓｒ

(Ｍ１ Ｒ１・ｕ)Ｌ2
2Ｅｓ・Ｉｓｔ

ここで，

ｕ
θ１

Ｌｃ
ｒｍ
2
(Ｍ１ Ｒ１・ｕ)Ｌ
Ｅｓ・Ｉｓｔ⊿ｙ１

Ｐ１・ Ｌ2
2Ｅｓ
・Ｉｓｔ

Ｒ１・ Ｌ
Ａｓ・Ｅｓ

胴の半径方向局部変位量Δｒ１と局部傾き角 θ2 は次による。
⊿ｒ１

Ｋｒ
・Ｐ１
ｒｍ・Ｅ
105

ＫＬ・Ｍ１θ２

3

2ｒｍ・βＬ・Ｅ

ここで，βＬは次による。

βＬkＬ 3 β１・β２2

β１

Ｃ１
ｒｍ

β２

Ｃ２
ｒｍ

第 2 脚の傾き角 θ０と水平方向変位量 Δｘ３は，次による。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

θ０

－

⊿ｘ３

Ｍ ３・ ＬＥｓ・Ｉｓｒ

Ｑ・ Ｌ 2
2Ｅｓ・Ｉｓｒ

Ｑ・ Ｌ3
3Ｅｓ・Ｉｓｒ

Ｑ・ Ｌ
Ｇｓ・Ａｓｔ

Ｍ３・ Ｌ2
2Ｅｓ・Ｉｓｒ

第 1 脚と胴の傾き角の釣合より
θ１ θ２ θ０ 0

第 2 脚のねじり角と局部傾き角は等しいことから
θ３(Ｑ・ｕ Ｍｃ )Ｌ
Ｇｓ・Ｊｓ

Ｋｃ・Ｍ ｃ32ｒｍ ・βｃ・Ｅ

ここで，βｃは次による。
2

βｃ ｋｃ3 β１・β２

β１

Ｃ１
ｒｍ

β２

Ｃ２
ｒｍ

脚と胴の水平方向変位の釣合より⊿ｘ１ ⊿ｒ１ ⊿ｘ３ ｕ・θ３

さらに鉛直方向変位の釣合より⊿ｙ１ ｕ・θ１ ｒｍ・θ０ 0
式を代入して，
106Ｒ１・ Ｌ ｕ(Ｍ １ Ｒ１・ｕ)Ｌ ｕ・Ｐ１・ Ｌ2
Ａｓ・Ｅｓ
Ｅｓ・Ｉｓｔ2Ｅｓ・Ｉｓｔｒｍ・Ｍ ３・ Ｌ ｒｍ・Ｑ・ Ｌ2
Ｅｓ・Ｉｓｒ2Ｅｓ・Ｉｓｒ

式を代入して(Ｍ１ Ｒ１・ｕ)Ｌ
Ｅｓ・Ｉｓｔ

Ｐ１・ Ｌ2
ＫＬ・Ｍ１
Ｍ３・ Ｌ
3
2
2Ｅｓ・Ｉｓｔ ｒｍ・β１・Ｅ Ｅｓ・Ｉｓｒ

Ｑ・ Ｌ2
2Ｅｓ・Ｉｓｒ0

式を変形してｕ・Ｑ・ Ｌ
Ｇｓ・Ｊｓ

Ｍｃ・ Ｌ
Ｋｃ・Ｍ ｃ32
Ｇｓ・Ｊｓ ｒｍ・βｃ・Ｅ0NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

式を代入してＰ１・ Ｌ3
3Ｅｓ・Ｉｓｔ

Ｐ１・ Ｌ
Ｇｓ・ＡｓｒＱ・ Ｌ3
3Ｅｓ・Ｉｓｒ(Ｍ１ Ｒ１・ｕ)Ｌ2
2Ｅｓ・Ｉｓｔ
Ｑ・ Ｌ
Ｇｓ・ＡｓｔＫｒ・Ｐ１
ｒｍ・Ｅ

Ｍ３・ Ｌ2 ｕ・Ｋｃ・Ｍｃ
3
2
2Ｅｓ・Ｉｓｒ ｒｍ・βｃ・Ｅ0

したがって，6 変数Ｐ１，Ｑ，Ｒ１，Ｍ１，Ｍ３，Ｍｃに対して上記式を連立させることにより方程式ができる。
ロ. 胴の応力計算(イ) 静水頭又は内圧による応力ディーゼル発電機吸気フィルタに静水頭，内圧は発生しないため，σφ１及びσｘ１は 0 となる。
(ロ) 運転時質量による応力

σｘ２

ｍ０・ｇ
π(Ｄｉ ｔ)ｔ(ハ) 運転時質量による胴の脚つけ根部の応力
脚下端が固定の場合，軸力Ｒは次による。

Ｒ

ｍ０・ ｇ
4

脚下端が固定の場合の脚及び胴の変形を図 5-10 に示す。

1070

図 5-10 脚下端が固定の場合の脚及び胴の変形

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

脚の半径方向変位量と胴の半径方向局部変位量は等しいことから

Ｐ・ Ｌ3
3・Ｅｓ・Ｉｓｔ⊿ｒ(Ｒ・ｕ ＭＬ )Ｌ2
2Ｅｓ・Ｉｓｔ

Ｐ・ Ｌ
Ｇｓ・ＡｓｒＫｒ・Ｐ
ｒｍ・Ｅ

また，脚上端の傾き角と胴の局部傾き角は等しいことからθ(Ｒ・ｕ ＭＬ )Ｌ
Ｅｓ・ＩｓｔＰ・ Ｌ2
2Ｅｓ・Ｉｓｔ

ＫＬ・Ｍ Ｌ32ｒｍ ・βＬ・Ｅ

したがってＬ3
12Ｅｓ・Ｉｓｔ

ＭＬＰ

Ｌ3
3Ｅｓ・ＩｓｔＫｒ ｍ０・ｇ・ｕ・ Ｌ
Ｌ
Ｇｓ・Ａｓｒ ｒｍ・Ｅ
4Ｅｓ・Ｉｓｔ

Ｋｒ
ＫＬ
Ｌ
Ｌ
3
2
Ｇｓ・Ａｓｒ ｒｍＥ Ｅｓ・Ｉｓｔ ｒｍ・βＬ・Ｅ

Ｌ2
2Ｅｓ・Ｉｓｔ

ｍ０・ｇ
ｕ ＭＬ
4
Ｌ2
2Ｅｓ・ＩｓｔＫｒ
Ｌ3
Ｌ
3Ｅｓ・Ｉｓｔ Ｇｓ・Ａｓｒ ｒｍ・Ｅ

鉛直方向モーメントＭＬにより生じる胴の局部応力は，シェルパラメータ γ
及びアタッチメントパラメータ β によって参考文献の表より求めた値(以下*を付記する)を用いて次式により算定する。

σφ３

σx３

*

Ｎφ
2

ＭＬ/(ｒｍ・β)Ｎｘ2ＭＬ/(ｒｍ・β)ＭＬＣＬｒｍ・ｔ・βＬ2*ＭＬＣＬｒｍ・ｔ・βＬ
2

108

2

ここで

ｒｍ

(Ｄｉ ｔ)/2

γ ｒｍ/ｔβ１ Ｃ１/ｒｍ

β２ Ｃ２/ｒｍ
βＬ

2

β１・β２

3

1

1
(β１/β２ 1)1 Ｋ１
3

β１・β２

β１/β２ ≧1

1

4
(1 β１/β２)1 Ｋ２
3

β１・β２

β１/β２ 1βNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

半径方向荷重Ｐにより生じる胴の局部応力は，次による。
σφ４

Ｎφ
Ｐ/ｒｍ

σｘ４

Ｎx
Ｐ/ｒｍ

*

*

Ｐ
ｒｍ・ｔ
Ｐ
ｒｍ・ｔ

反力Ｒによるせん断応力は，次による。

Ｒ
4Ｃ２・ｔ

τＬ １

(二) 風荷重による胴の曲げ応力

σｘ５

Ｗ１(Ｌｇ Ｌ)(Ｄｉ 2ｔ)
2Ｉ(ホ) Ｚ方向荷重による胴の脚つけ根部の応力
ⅰ. 一次応力
半径方向荷重Ｐ１により生じる胴の局部応力は，次による。
σφ６１

Ｎφ
Ｐ１/ｒｍ

σx６１

Ｎｘ
Ｐ１/ｒｍ

*

*

Ｐ１
ｒｍ・ｔ

Ｐ１
ｒｍ・ｔ

鉛直方向曲げモーメントＭ１により生じる胴の局部応力は，次による。

σφ７１

σｘ７１

*

Ｎφ
2

Ｍ１/(ｒｍ・β)Ｎｘ2
Ｍ１/(ｒｍ・β)Ｍ１ＣＬｒｍ・ｔ・βＬ
2

*

109

Ｍ１
ＣＬ
ｒｍ・ｔ・βＬ
2

周方向曲げモーメントＭｃにより生じる胴の局部応力は，次による。
*

Ｎφ

σφ８１

Ｍｃ

2

2

Ｍｃ/(ｒｍ・β)

ｒｍ・ｔ・βｃ
*

Ｎｘ

σｘ８１

2

Ｍｃ
2

Ｍｃ/(ｒｍ・β)

ｒｍ・ｔ・βｃＣｃＣｃ

ここで，βｃは次による。
3

βｃ

2

β１・β２

周方向せん断力Ｑによるせん断応力は，次による。
Ｑ
4Ｃ１
・ｔ

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0τｃ１

鉛直方向せん断力Ｒ１によるせん断応力は，次による。

Ｒ１
4Ｃ２・ｔ

τＬ２

ねじりモーメントＭ３により生じる胴の局部せん断応力は，次による。
τ３

Ｍ３
2

2π・Ｃ１・ｔⅱ. 二次応力
半径方向荷重Ｐ１により生じる胴の局部曲げ応力は，次による。
σφ６２

Ｍφ
Ｐ１

σｘ６２

Ｍｘ
Ｐ１

*

*

6Ｐ１
ｔ2
6Ｐ１
ｔ2

鉛直方向曲げモーメントＭ１により生じる胴の局部曲げ応力は，次による。

σφ７２

Ｍφ
Ｍ１/(ｒｍ・β)

σｘ７２

ＭｘＭ１/(ｒｍ・β)*

6Ｍ１
2ｒｍ・ｔ・βＬ*

6Ｍ１
2ｒｍ・ｔ・βＬ

周方向曲げモーメントＭｃにより生じる胴の局部曲げ応力は，次による。
σφ８２

ＭφＭｃ/(ｒｍ・β)

σx８２

ＭｘＭｃ/(ｒｍ・β)

*

*

110

6Ｍ ｃ
2
ｒｍ・ｔ・βｃ6Ｍ ｃ2ｒｍ・ｔ・βｃ

(ヘ) Ｘ方向荷重による胴の脚つけ根部の応力
ⅰ. 一次応力
半径方向荷重Ｐ１により生じる胴の局部応力は，次による。
σφ９１ σφ６１/ 2

σｘ９１ σｘ６１/ 2
鉛直方向曲げモーメントＭ１により生じる胴の局部応力は，次による。
σφ１０１ σφ７１/ 2

σｘ１０１ σｘ７１/ 2
周方向曲げモーメントＭｃにより生じる胴の局部応力は，次による。
σφ１１１ σφ８１/ 2

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

σｘ１１１ σｘ８１/ 2

周方向せん断力 Ｑによるせん断応力は，次による。
τｃ４ τｃ１/ 2
鉛直方向せん断力Ｒ１によるせん断応力は，次による。

τＬ５ τＬ２/ 2
ねじりモーメントＭ３により生じる胴の局部せん断応力は，次による。
τ６ τ３/ 2ⅱ. 二次応力
半径方向荷重Ｐ１により生じる胴の局部曲げ応力は，次による。
σφ９２ σφ６２/ 2
σｘ９２ σｘ６２/ 2

鉛直方向曲げモーメントＭ１により生じる胴の局部応力は，次による。
σφ１０２ σφ７２/ 2
σｘ１０２ σｘ７２ / 2

周方向曲げモーメントＭｃにより生じる胴の局部応力は，次による。
σφ１１２ σφ８２/ 2
σｘ１１２ σｘ８２/ 2(ト) 組合せ応力(イ)～(ヘ)項によって算出される脚つけ根部に生じる胴の応力は，次により組み合わせる。
111

ⅰ. 一次一般膜応力σ０φ σφ１
σ０x σｘ１ σｘ２ σｘ５

σ０ maxσ０φ,σ０xⅱ. 一次応力（膜＋曲げ）(ⅰ) Ｚ方向荷重が作用した場合
・第 1 脚つけ根部（第 1 評価点）
σφｚ１ σφ１ σφ３ σφ４ σφ６１ σφ７１
σｘｚ１ σｘ１ σｘ２ σｘ３ σｘ４ σｘ５ σｘ６１ σｘ７１1
(σφｚ１ σｘｚ１)
2

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

σ１１(σφｚ１ σｘｚ１)2（第 2 評価点）
σφｚ２ σφ１ σφ４ σφ６１
σｘｚ２ σｘ１ σｘ２ σｘ４ σｘ５ σｘ６１

σ１２

1
(σφｚ２ σｘｚ２ )2(σφｚ２ σｘｚ２ )24(τＬ１ τＬ２)2

・第 2 脚つけ根部（第 1 評価点）
σφｚ３ σφ１ σφ３ σφ４
σｘｚ３ σｘ１ σｘ２ σｘ３ σｘ４σ１３

1(σφｚ３ σｘｚ３)
2(σφｚ３ σｘｚ３)2 4(τｃ１ τ３)2

（第 2 評価点）
σφｚ４ σφ１ σφ４ σφ８１
σｘｚ４ σｘ１ σｘ２ σｘ４ σｘ８１
σ１４

1
(σφｚ４
2

σｘｚ４ )(σφｚ４

σｘｚ４ )2

4(τＬ １ τ３ )2(ⅱ) Ｘ方向荷重が作用した場合（第 1 評価点）
σφｘ１ σφ１ σφ３ σφ４ σφ９１ σφ１０１
σｘｘ１ σｘ１ σｘ２ σｘ３ σｘ４ σｘ５ σｘ９１ σｘ１０１
σ１５1(σφｘ１ σｘｘ１) (σφｘ１ σｘｘ１)2 4(τｃ４ τ６)2
2
112

（第 2 評価点）
σφｘ２ σφ１ σφ４ σφ９１ σφ１１１
σｘｘ２ σｘ１ σｘ２ σｘ４ σｘ５ σｘ９１ σｘ１１１

σ１６

1
(σφｘ２
2

σｘｘ２ )(σφｘ２

σｘｘ２ )2

4(τＬ １ τＬ ５ τ６ )2

σ１ maxσ１１，σ１２, σ１３, σ１４, σ１５, σ１６ⅲ. 組合せ一次＋二次応力(ⅰ) Ｚ方向荷重が作用した場合
・第 1 脚つけ根部（第 1 評価点）

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

σφｚ５ σφ６１ σφ６２ σφ７１ σφ７２
σｘｚ５ σｘ５ σｘ６１ σｘ６２ σｘ７１ σｘ７２
σ２１ σφｚ５ σｘｚ５

(σφｚ５ σｘｚ５)2（第 2 評価点）
σφｚ６ σφ６１ σφ６２
σｘｚ６ σｘ５ σｘ６１ σｘ６２

σ２２ σφｚ６ σｘｚ６

(σφｚ６ σｘｚ６ )2

2

4τＬ ２

・第 2 脚つけ根部（第 1 評価点）

σφｚ７

0

σｘｚ７

0

σ２３ σφｚ７ σｘｚ７

(σφｚ７ σｘｚ７)2 4(τｃ１ τ３)2

（第 2 評価点）
σφｚ８ σφ８１ σφ８２
σｘｚ８ σｘ８１ σｘ８２

σ２４ σφｚ８ σｘｚ８

(σφｚ８ σｘｚ８)2(ⅱ) Ｘ方向荷重が作用した場合（第 1 評価点）
113

2

4τ３

σφｘ３ σφ９１ σφ１０１ σφ９２ σφ１０２
σｘｘ３ σｘ５ σｘ９１ σｘ１０１ σｘ９２ σｘ１０２(σφｘ３ σｘｘ３)2σ２５ σφｘ３ σｘｘ３

4(τｃ４ τ６)2

（第 2 評価点）
σφｘ４ σφ１１ σφ９１ σφ９２ σφ１１１ σφ１１２
σｘｘ４ σｘ５ σｘ９１ σｘ９２ σｘ１１１ σx１１２(σφｘ４ σｘｘ４ )2σ２６ σφｘ４ σｘｘ４4(τＬ ５ τ６)2σ２ maxσ２１, σ２２, σ２３, σ２４, σ２５, σ２６ハ. 脚の応力計算

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0(イ) 運転時質量による応力
σｓ１

Ｒ
Ａｓ

σｓ２

max Ｒ・uＭ L Ｐ・ Ｌ,Ｒ・ｕ ＭＬＺｓｔ(ロ) 風荷重（Ｚ方向）による応力
ⅰ. 第 1 脚
σｓ５

Ｒ１
Ａｓ

σｓ６

max Ｒ１・ｕ

Ｍ１ Ｐ１・ Ｌ ,Ｒ１・ｕ

Ｍ１

Ｚｓｔ

ⅱ. 第 2 脚

σｓ７

max Ｑ・ Ｌ Ｍ ３ ,Ｍ ３
Ｚｓｒ(ハ) Ｘ方向荷重による応力
σｓ８

σｓ９

σｓ１０

Ｒ１
２
・Ａｓ

max Ｒ１・ｕ Ｍ１ Ｐ１・
Ｌ,Ｒ１・ｕ Ｍ１
２・Ｚｓｔ
max Ｑ・ Ｌ Ｍ ３ ,Ｍ ３
２
・Ｚｓｒ
114

(二) 組合せ応力
脚の最大応力は，下記式による。
ⅰ. Ｚ方向荷重が作用した場合(ⅰ) 第 1 脚σｓｚ１ σｓ１ σｓ２ σｓ５ σｓ６(ⅱ) 第 2 脚σｓｚ２ σｓ１ σｓ２ σｓ７ⅱ. Ｘ方向荷重が作用した場合
σｓｘ σｓ１ σｓ２ σｓ８ σｓ９ σｓ１０
σｓ maxσｓｚ１, σｓｚ２, σｓｘNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0(ホ) 組合せ圧縮応力
ⅰ. Ｚ方向荷重が作用した場合(ⅰ) 第 1 脚σｓｃ σｓ１ σｓ５σｓｔ σｓ２ σｓ６σｓｒ 0(ⅱ) 第 2 脚σｓｃ σｓ１σｓｔ σｓ２σｓｒ σｓ７ⅱ. Ｘ方向荷重が作用した場合
σｓｃ σｓ１ σｓ８σｓｔ σｓ２ σｓ９σｓｒ σｓ１０

圧縮と曲げの組合せについて，座屈評価用の式を次式より求める。
σｓｒ σｓｔ σｓｃ≦1
fｂｒ fｂｔ
fｃ

115

(2) たて置円筒形容器（残留熱除去系海水系ストレーナ，ディーゼル発電機用海水ストレーナ）
a. 評価条件
たて置円筒形容器の強度評価を行う場合，以下の条件に従うものとする。
(a) 設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重，及び有効運転質量を考慮した
自重を加えた荷重に対する，支持脚の構造健全性を1質点系モデルとして計算を行う。ここで，荷重の作用点は評価上高さの1/2より高い容器の重心位置とする。
たて置円筒形容器のモデル図を図5-11に示す。
b. 評価対象部位
評価対象部位及び評価内容を表5-15に示す。
表5-15 評価対象部位及び評価内容
評価対象部位

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

基礎ボルト

応力等の状態
・引張
・せん断
・組合せ

c. 強度評価方法(a) 記号の定義
たて置円筒形容器の強度計算に用いる記号を表5-16に示す。
表5-16 強度評価に用いる記号
記号
Ａｂ
ｄ
Ｆｂ
ｇ
ｈ
Ｌ１
ＬＨ
ｍ
Ｎ
ｎｆ

単位
mm2
mm
N
m/s2
mm
mm
mm
kg
－
－

定義
基礎ボルトの軸断面積
基礎ボルト呼び径
基礎ボルトに対する引張力
重力加速度（g＝9.80665）
ストレーナ重心高さ
基礎ボルト間の水平距離
重心から基礎ボルト間の水平距離
容器の有効運転質量＊
基礎ボルトの本数
引張力を受ける基礎ボルトの本数

Ｑｂ
ＷＴ２
π
σｂ
τ

N
N
－
MPa
MPa

基礎ボルトに対するせん断力
設計竜巻による複合荷重（ＷＴ２＝ＷＷ＋0.5・ＷＰ＋ＷＭ）
円周率
基礎ボルトに生じる引張応力
基礎ボルトに生じるせん断応力

注記 ＊：有効運転質量は，容器の満水時における質量とする。

116

(b) 計算モデル
設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重，有効運転質量を考慮した荷重に対し，基礎ボルトの構造健全性を1質点系モデルとして計算を行う。ここで，荷重の作用点は評価上高さの1/2より高いストレーナの重心位置とする。残留熱除去系海水系ストレーナのモデル図を図5-に示す。

L1
LH

風

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0m gh

図5-11 たて置円筒形容器のモデル図(c) 評価方法
イ. 引張応力
基礎ボルトに対する引張力は最も厳しい条件として，図 5-11 で基礎ボルトを支点とする転倒を考え，これを片側の基礎ボルトで受けるものとして計算する。
(イ) 引張力Ｆｂ＝

Ｗ Ｔ ２ ｈ－ｍ ｇ ＬＨ
ｎｆ Ｌ１(ロ) 引張応力
σｂ＝

Ｆｂ
Ａｂ

ここで，基礎ボルトの軸断面積Ａｂはπ
Ａｂ＝ ｄ２
4
ロ. せん断応力
基礎ボルトに対するせん断応力は，基礎ボルト全本数で受けるものとして計算する。
117

(イ) せん断力
Ｑｂ＝ＷＴ２(ロ) せん断応力
τ＝

Ｑｂ
Ａｂ Ｎ

(3) よこ置円筒形容器（ディーゼル発電機排気消音器）
a. 評価条件
よこ置円筒形容器の強度評価を行う場合，以下の条件に従うものとする。
(a) 設計竜巻の風圧力による荷重，気圧差による荷重を考慮した自重を加えた荷重に対する，基礎ボルトの構造健全性を1質点系モデルとして計算を行う。ここで，荷重の作用点は評価上高さの1/2より高い容器の重心位置とする。
よこ置円筒形容器のモデル図を図5-12～図5-14に示す。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

b. 評価対象部位
評価対象部位及び評価内容を表5-17に示す。
表5-17 評価対象部位及び評価内容
評価対象部位
基礎ボルト

応力等の状態
・引張
・せん断
・組合せ

c. 強度評価方法(a) 記号の定義
よこ置円筒形容器の強度計算に用いる記号を表5-18に示す。
表5-18 よこ置円筒形容器の強度評価に用いる記号
記号
Ａｂ
ｄ
ＦｂＨ
ｇ
ｈ
ＬｇＨ
ｍ
Ｎ
Ｑｂ
ＷＴ
π
σｂＨ
τ

単位
mm2
mm
N
m/s2
mm
mm
kg
－
N
N
－
MPa
MPa

定義
基礎ボルトの軸断面積
基礎ボルト呼び径
基礎ボルトに対する軸直角方向応力評価における引張力
重力加速度（ｇ＝9.80665）
排気消音器重心高さ
重心から基礎ボルト間の軸直角方向水平距離
排気消音器の質量基礎ボルトの本数
基礎ボルトに対するせん断力
設計竜巻による複合荷重
円周率
軸直角方向応力評価における基礎ボルトに生じる引張応力
基礎ボルトに生じるせん断応力118

(b) 計算モデル

風

h
LgH
LH

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

図 5-12(1/2) 非常用ディーゼル発電機２Ｃ排気消音器の評価モデル図（軸直角方向）

風
h
LgA

LA

図 5-12(2/2) 非常用ディーゼル発電機２Ｃ排気消音器の評価モデル図（軸方向）

風

h

LH

LgH

図 5-13(1/2) 非常用ディーゼル発電機２Ｄ排気消音器，高圧炉心スプレイ系ディーゼル
発電機排気消音器の評価モデル図（フィルタ部軸直角方向）

119

風
h
LgA
LA

図 5-13(2/2) 非常用ディーゼル発電機２Ｄ排気消音器，高圧炉心スプレイ系ディーゼルNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

発電機排気消音器の評価モデル図（フィルタ部軸方向）

風
h
LgH
LH

図 5-14(1/2) 非常用ディーゼル発電機２Ｄ排気消音器，高圧炉心スプレイ系ディーゼル
発電機排気消音器モデル図（吸収部軸直角方向）

風

h
LgA
LA

図 5-14(2/2) 非常用ディーゼル発電機２Ｄ排気消音器，高圧炉心スプレイ系ディーゼル
発電機排気消音器の評価モデル図（吸収部軸方向）(c) 評価方法
イ. 引張応力120

取付ボルト又は基礎ボルトに対する引張力は最も厳しい条件として，図 5-12～
図 5-14 で取付ボルト又は基礎ボルトを支点とする転倒を考え，これを片側の取付
ボルト又は基礎ボルトで受けるものとして計算する。
(イ) 軸直角方向
ⅰ. 引張力ＦｂＨ＝

ＷＴ ｈ－ｍ ｇ ＬｇＨ
ｎｆＨ ＬＨⅱ. 引張応力Ｆ
σｂＨ＝ ｂＨＡｂ
ここで，取付ボルト又は基礎ボルトの軸断面積ＡｂはNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0π
Ａｂ＝ ｄ２4(ロ) 軸方向ⅰ. 引張力ＦｂＡ＝

ＷＴ ｈ－ｍ ｇ ＬｇＡ
ｎｆＡ ＬＡ

ⅱ. 引張応力Ｆ
σｂＡ＝ ｂＡＡｂ
ここで，取付ボルト又は基礎ボルトの軸断面積Ａｂはπ
Ａｂ＝ ｄ２
4
ロ. せん断応力
取付ボルト又は基礎ボルトに対するせん断応力は，基礎ボルト全本数で受けるものとして計算する。
(イ) せん断力
Ｑｂ＝ＷＴ(ロ) せん断応力
τ＝

Ｑｂ
Ａｂ Ｎ

121

5.2.3 排気筒(1) 評価条件
排気筒の強度評価を行う場合，以下の条件に従うものとする。
a. 排気筒は筒身と鉄塔が一体となって構成されるため，施設全体で風圧力による一様な荷重を受けるモデルとして評価を行う。この際，設計竜巻による飛来物の衝撃荷重
は鉄塔の部材を損傷させたモデルとして考慮することとし，ＷＭ=0とする。
評価モデルを図5-15に示す。
(2) 評価対象部位
評価対象部位及び評価内容を表5-19に示す。
表5-19 評価対象部位及び評価内容
評価対象部位

応力等の状態・組合せ（圧縮＋曲げ）・せん断・組合せ（圧縮＋曲げ）

筒身

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

鉄塔(3) 強度評価方法
a. 記号の定義

排気筒の強度評価に用いる記号を表5-20に示す。
表5-20 排気筒の強度評価に用いる記号
記号
ｆｂ
ｆｃ
ｃｆｃｒ
ｓｆｃｒ
σｂ
σｃ
ｃσ ｂ

単位
N/mm2
N/mm2
N/mm2
N/mm2
N/mm2
N/mm2
N/mm2

定義
曲げ材料強度
圧縮材料強度
圧縮材料強度
せん断材料強度
曲げ応力度
平均圧縮応力度
圧縮側曲げ応力度122

b. 計算モデル

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

拘束条件
筒身基部：完全固定
鉄塔基部：3 方向支持

図 5-15 排気筒モデル図
c. 評価方法(a) 応力評価方法
排気筒について，3 次元ＦＥＭを用いた弾性応力解析を実施する。
(b) 断面の評価方法
排気筒の断面の評価に用いる応力は，3 次元ＦＥＭモデルを用いた応力解析により得られた各荷重による断面力（軸力，曲げモーメント，せん断力）を組み合せることにより算定する。
イ. 筒身板に対する断面の評価方法(イ) 応力検定
機能維持検討の応力に対する断面算定は，「容器構造設計指針・同解説」に準拠して行う。
なお，断面性能の算定においては，腐食代 2 ㎜（外側：1 mm，内側：1 mm）を控除した数を用いる。
σｃσ＋ ｃ ｂ ≦ １
ｆｃｒ ｃｆｃｒ
ｃ

かつ
τ
≦ １
ｆ
ｓ ｃｒ

123

ロ. 鉄塔主要部材に対する断面の評価方法(イ) 応力検定
機能維持検討時の応力に対する断面算定は，「政令第 96 条」及び「平 13 国
交告第 1024 号」に準拠して行う。
なお，断面性能の算定においては，腐食代 1mm（外側のみ 1mm）を控除した値
を用いる。
σｃ σｂ
＋
≦ １
ｆｃ ｆｂ

(ロ) 機能維持検討時に対する材料強度
機能維持検討時は，「平 12 建告第 2464 号」に準拠し，材料強度Ｆ値を 1.1倍した値を用いて算出した許容応力度に対して，部材に発生する応力が超えないことを確認する。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

5.2.4 配管及び弁(1) 評価条件
配管及び弁の強度評価を行う場合，以下の条件に従うものとする。
a. 配管は一定距離ごとにサポートによって支えられているため，風圧力による一様な荷重を受ける単純支持梁として評価を行う。評価に用いる支持間隔は標準支持間隔を用いる。配管のモデル図を図5-16に示す。
b. 弁を設置している箇所においては，弁の断面係数は配管に比べ大きく，配管の評価に包絡されるため配管の評価のみを実施する。
c. サポート（配管支持構造物）については，建屋内外にかかわらず地震に対して耐荷重設計がなされており，配管本体に竜巻による荷重が作用した場合でも，作用荷重は耐荷重以下であるため，竜巻による荷重に対するサポートの設計は耐震設計に包絡される。
(2) 評価対象部位
評価対象部位及び評価内容を表5-21に示す。
表5-21 評価対象部位及び評価内容
評価対象部位
配管本体

応力等の状態
一次応力（膜＋曲げ）(3) 強度評価方法
a. 記号の定義
配管及び弁の強度評価に用いる記号を表5-22に示す。

124

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表5-22 配管及び弁の強度評価に用いる記号
記号
Ｄ
ｇ
Ｌ
Ｍ
ｍ
Ｐ
ｔ
ＷＷ
ｗ
Ｚ
π
ΔＰ
σ １, σ２
σＷＰ
σＷＴ１, σＷＴ２
σＷＷ
σ自重
σ内圧

単位
mm
m/s2
m
N･m
kg/m
MPa
mm
N/m
N/m
mm3
－
N/m2
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa
MPa

定義
管外径
重力加速度（ｇ＝9.80665）
支持間隔
風荷重により作用する曲げモーメント
単位長さ当たりの質量
内圧
板厚
設計竜巻の単位長さ当たりの風圧力による荷重
単位長さ当たりの自重による荷重
断面係数
円周率
気圧差
配管に生じる応力
気圧差により生じる応力
複合荷重により生じる応力
風圧力により生じる応力
自重により生じる応力
内圧により生じる応力b. 計算モデル
配管は一定距離ごとにサポートによって支えられているため，風圧力による一様な荷重を受ける単純支持梁として評価を行う。評価に用いる支持間隔は管外径，材質ごとにサポートの支持間隔が最長となる箇所を選定する。保温材を使用している配管については，保温材を含めた受圧面積を考慮して評価を行う。 弁を設置している場合はサポート支持間隔が短くなるため，弁を設置している場合の受圧面積は最大支持間隔
での受圧面積に包絡される。
配管モデル図を図5-16に示す。

風（ＷＷ）

受圧面積Ａ×Ｌ

管外径Ｄ
t

支持間隔Ｌ

サポート

図 5-16 配管及び弁モデル図

c. 評価方法(a) 竜巻による応力計算
125

イ. 風圧力により生じる応力
風圧力による荷重が配管の支持スパンに等分布荷重として加わり，曲げ応力を発生させるものとして，以下の式により算定する。

Ｍ Ｗ ・Ｌ２σＷＷ＝ ＝ Ｗ
Ｚ
8・Ｚ
ここで，
Ｚ＝

π
Ｄ４－(Ｄ－2 ・ｔ)４32・Ｄ

ロ. 気圧差により生じる応力
気圧差による荷重は，気圧が低下した分，内圧により生じる1次一般膜応力が増加すると考えて，その応力増加分を以下の式により算定する。

ΔＰ・Ｄ
σＷＰ＝
4・ｔ

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

したがって，(a),(b)項の複合荷重により生じる応力σＷＴ１及びσＷＴ２は以下の式により算出する。

σＷＴ１＝σＷＰ

σＷＴ２＝σＷＷ＋0.5・σＷＰ(b) 組合せ応力
竜巻荷重と組み合わせる荷重として，配管に常時作用する自重及び運転時に作用する内圧を考慮する。自重により生じる曲げ応力及び内圧により生じる1次一般膜応
力は，以下の式により算定する。
σ自重 ＝

ｗ・Ｌ２
8・Ｚ

ｗ＝ｍ・ｇ

Ｐ・Ｄ
σ内圧 ＝
4・ｔ
したがって，自重及び風圧力による荷重により生じる曲げ応力と気圧差による荷重及び内圧により生じる1次一般膜応力を足し合わせ，配管に生じる応力として以下の式によりσ１及びσ２を算出する。

σ１＝σ自重＋σ内圧＋σＷＴ１
σ２＝σ自重＋σ内圧＋σＷＴ２

126

5.2.5 換気空調設備(1) ダクトa. 角ダクト(a) 評価条件
角ダクトの強度評価を行う場合，以下の条件に従うものとする。
イ. 角ダクトは，任意のダクト面に着目すると，ダクト面は両サイドをほかの2つの側面のダクト面で，軸方向（流れ方向）を補強部材（及び接続部材）で支持された長方形の板とみなすことができる。そのため，鋼板を補強部材と両サイドのウェブで支持された4辺単純支持矩形板とし評価を行う。自重等によりダクトに生じる曲げモーメントに関し，ウェブでの応力分布が線形で，中立面がフランジの両側から等距離の中央線上にあるとする。角ダクトモデル図を図5-17に示す。
(b) 評価対象部位

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

評価対象部位及び評価内容を表5-23に示す。
表5-23 評価対象部位及び評価内容
評価対象部位
ダクト鋼板（本体）

応力等の状態・曲げ・座屈(c) 強度評価方法
イ. 記号の定義
角ダクトの強度評価に用いる記号を表5-24に示す。

127

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表5-24 角ダクトの強度評価に用いる記号
記号
ａ
ｂ
ｃ

単位
mm
mm
mm

定義
ダクト幅
ダクト高さ
補強ピッチ

Ｄｐ

kg/m2

単位面積当たりのダクト鋼板の質量

Ｅ
ｇ
Ｌ

MPa
m/s2
mm

ヤング率
重力加速度
ダクトサポートの支持間隔

Ｍｐ

N･mm

自重により作用する曲げモーメント

Ｐ
ｔ
δｍａｘ
ΔＰ
π
μ
ν
σｍａｘ
σｐ１
σｙ

MPa
mm
mm
N/m2
－
kg/m
－
MPa
MPa
MPa

ダクトにかかる外圧
ダクト板厚
面外荷重によるダクト鋼板の最大変位量
設計竜巻の気圧低下量
円周率
ダクト単位重量
ポアソン比
中心に生じる面外荷重による最大応力
面内荷重（外圧）による発生応力
許容応力

ロ. 計算モデル

ａ
Ｌ

ｃ
ｃ
Ｐ１
Ｐ３

Ｐ２
ウェブ
圧力

ａ：ダクトの幅（mm）

Ｌ：サポート支持間隔（mm）

ｂ：ダクトの高さ（mm）

ｔ：肉厚（mm）

ｃ：補強ピッチ（mm）

Ｐ１：面外荷重による応力（MPa）ｂａｔ

Ｐ２：面内荷重による応力（ダクト軸方向）（MPa）
Ｐ３：面内荷重による応力（ダクト軸直方向）

図5-17 角ダクトモデル図

128

ハ. 評価方法
ダクトにかかる外圧は，設計竜巻により発生する気圧差が影響するので，
Ｐ＝ΔＰ(イ) 面外荷重による発生応力
4辺単純支持（周辺で水平，垂直方向の変位拘束，たわみ角は自由）の長方形
板が等分布荷重を受ける場合において，中心に生じる外圧及び自重による面外荷重により作用する最大応力σｍａｘとその面外荷重によるダクト鋼板の最大変
位量δｍａｘとの関係は，以下の式で表される。
機械工学便覧に記載されている4辺単純支持の長方形板が等分布荷重を受ける

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

場合の長方形板の大たわみ式を引用する。

式（3.2）より得られるδｍａｘの値を式（3.1）へ代入し，σｍａｘを算出する。
(ロ) 面内荷重による発生応力
機械工学便覧の「クリップリングの考え方」と日本機械学会ジャーナルの「薄肉長方形及び箱形はりの座屈と強度」に記載されている鵜戸口の式を準用する。
ⅰ. 外圧による発生応力
薄肉構造物のうち，長方形板の弾性座屈の式より算出する。

ⅱ. 自重による曲げモーメント
自重によりダクト鋼板に作用する曲げモーメントは，以下の式により算出する。
129

ｇ・μ・Ｌ 2
Ｍｐ＝
8
b. 丸ダクト(a) 評価条件
丸ダクトの強度評価を行う場合，以下の条件に従うものとする。
イ. 丸ダクトは両端を補強部材で支持された円筒の梁とみなし，計算を行う。
丸ダクトモデル図を図5-18に示す。
(b) 評価対象部位
評価対象部位及び評価内容を表5-25に示す。
表5-25 評価対象部位及び評価内容

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

評価対象部位
ダクト鋼板（本体）

応力等の状態・周方向応力・座屈(c) 強度評価方法
イ. 記号の定義
丸ダクトの強度評価に用いる記号を表5-26に示す。
表5-26丸ダクトの強度評価に用いる記号
記号
ｃ
ｇ
Ｌ
Ｍｐ
ｒ
ｔ
ΔＰ
μ
σｃｒｉｐ１

単位
mm
m/s2
mm
N･mm
mm
mm
N/m2
kg/m
MPa

定義
補強ピッチ
重力加速度
ダクトサポートの支持間隔
自重により作用する曲げモーメント
丸ダクトのダクト半径
ダクト板厚
設計竜巻の気圧低下量
ダクトの単位長さ当たりの質量
外圧により生じる周方向応力130ロ. 計算モデル

サポートスパン Ｌ
ダクト溶接材・補強
外圧(差圧 ΔＰ)

ｃ

モデル化
半径 ｒ

自重
補強ピッチ ｃ

ΔＰ
自重

半径 ｒ

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

ダクト板厚 ｔ

図5-18 丸ダクトモデル図
ハ. 評価方法
計算式においては機械工学便覧及び「軽構造の理論とその応用（日本科学技術連盟(1966)）」に記載されている式を準用する。
(イ) 外圧により生じる周方向応力σｃｒｉｐ１

ΔＰ・ｒ
σｃｒｉｐ１＝ｔ(ロ) 自重により作用する曲げモーメントＭＰ
ｇ・μ・Ｌ 2Ｍｐ＝8(2) 隔離弁
a. 評価条件
隔離弁の強度評価を行う場合，以下の条件に従うものとする。
(a) 設計竜巻により発生する圧力と隔離弁の呼び圧力との比較を行う。
b. 評価対象部位
評価対象部位及び評価内容を表5-27に示す。
表5-27 評価対象部位及び評価内容
機器形状
バタフライ弁

評価対象部位耐圧部

c. 強度評価方法
131

応力等の状態変形

(a) 記号の定義
隔離弁の強度計算に用いる記号を表5-28に示す。
表5-28 隔離弁の強度計算に用いる記号
記号
Ｐ
ΔＰ

単位
hPa
hPa

定義
設計竜巻により発生する圧力
設計竜巻の気圧低下量(b) 評価方法
・設計竜巻により発生する圧力
Ｐ＝ΔＰ(3) ファン
a. 評価条件

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

ファンの強度評価を行う場合，以下の条件に従うものとする。
(a) ファンの計算モデルは円筒形の1質点モデルとし，全高の1/2の位置に複合荷重が作用することとする。ファンモデル図を図5-19に示す。
b. 評価対象部位
評価対象部位及び評価内容を表5-29に示す。
表5-29 評価対象部位及び評価内容
評価対象部位
基礎ボルト

応力等の状態
・引張
・せん断
・組合せ

c. 強度評価方法(a) 記号の定義
ファンの強度計算に用いる記号を表5-30に示す。

132

表5-30 ファンの強度評価に用いる記号

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

記号
Ａｂ
ｄ
Ｆｂ
ｇ
ｈ
Ｌ１
ＬＨ
ｍ
Ｎ
ｎｆ
Ｑｂ
ＷＴ２
π
σｂ
τ

単位
mm2
mm
N
m/s2
mm
mm
mm
kg
－
－
N
N
－
MPa
MPa

定義
基礎ボルトの軸断面積
基礎ボルト呼び径
基礎ボルトに対する引張力
重力加速度（g＝9.80665）
ファン重心高さ
基礎ボルト間の水平距離
重心から基礎ボルト間の水平距離
ファンの質量
基礎ボルトの本数
引張力を受ける基礎ボルトの本数
基礎ボルトに対するせん断力
設計竜巻による複合荷重（ＷＴ２＝ＷＷ＋0.5･ＷＰ＋ＷＭ）
円周率
基礎ボルトに生じる引張応力
基礎ボルトに生じるせん断応力(b) 計算モデル

重心
風
m・g
h
ＬＨ
Ｌ１
基礎ボルト

基礎ボルト

図 5-19 ファンモデル図(c) 評価方法
イ. 引張応力
基礎ボルトに対する引張力は最も厳しい条件として，図 5-18 で基礎ボルトを支点とする転倒を考え，これを片側の基礎ボルトで受けるものとして計算する。
(イ) 引張力Ｆｂ＝

Ｗ Ｔ ２ ｈ－ｍ ｇ ＬＨ
ｎｆ Ｌ１(ロ) 引張応力
σｂ＝

Ｆｂ
Ａｂ

133

ここで，基礎ボルトの軸断面積Ａｂはπ
Ａｂ＝ ｄ2
4
ハ. せん断応力
基礎ボルトに対するせん断応力は，基礎ボルト全本数で受けるものとして計算する。
(イ) せん断力
Ｑｂ＝ＷＴ２(ロ) せん断応力NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

τ＝

Ｑｂ
Ａｂ・Ｎ

(4) 冷凍機a. 評価条件
冷凍機の強度評価を行う場合，以下の条件に従うものとする。
(a) 冷凍機の計算モデルは立方体の1質点モデルとし，全高の1/2の位置に複合荷重が作用することとする。冷凍機モデル図を図5-20に示す。
b. 評価対象部位
評価対象部位及び評価内容を表5-31に示す。
表5-31 評価対象部位及び評価内容
評価対象部位
基礎ボルト

応力等の状態
・引張
・せん断
・組合せ

c. 強度評価方法(a) 記号の定義
冷凍機の強度計算に用いる記号を表5-32に示す。

134

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

表5-32 冷凍機の強度評価に用いる記号
記号
Ａｂ
ｄ
Ｆｂ
ｇ
ｈ
Ｌ１
ＬＨ
ｍ
Ｎ
ｎｆ

単位
mm2
mm
N
m/s2
mm
mm
mm
kg
－
－

定義
基礎ボルトの軸断面積
基礎ボルト呼び径
基礎ボルトに対する引張力
重力加速度（g＝9.80665）
冷凍機重心高さ
基礎ボルト間の水平距離
重心から基礎ボルト間の水平距離
冷凍機の運転質量
基礎ボルトの本数
引張力を受ける基礎ボルトの本数

Ｑｂ
ＷＴ２
π
σｂ
τ

N
N
－
MPa
MPa

基礎ボルトに対するせん断力
設計竜巻による複合荷重（ＷＴ２＝ＷＷ＋0.5･ＷＰ＋ＷＭ）
円周率
基礎ボルトに生じる引張応力
基礎ボルトに生じるせん断応力(b) 計算モデル

重心
風
m・g
h
ＬＨ
Ｌ１
取付ボルト

取付ボルト

図 5-20 冷凍機モデル図(c) 評価方法
イ. 引張応力
取付ボルトに対する引張力は最も厳しい条件として，図 5-20 で取付ボルトを支点とする転倒を考え，これを片側の取付ボルトで受けるものとして計算する。
(イ) 引張力Ｆｂ＝

ＷＴ２ ｈ－ｍ ｇ ＬＨ
ｎｆ Ｌ１(ロ) 引張応力

Ｆ
σｂ＝ ｂ
Ａｂ
ここで，取付ボルトの軸断面積Ａｂは135

πＡｂ＝ ｄ2
4
ロ. せん断応力
取付ボルトに対するせん断応力は，取付ボルト全本数で受けるものとして計算する。
(イ) せん断力
Ｑｂ＝ＷＴ２(ロ) せん断応力
ＱｂＡｂ・Ｎ

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0

τ＝

136

6.

適用規格

(1) 竜巻の影響を考慮する施設の強度評価に用いる適用規格はⅤ-1-1-2-3-1による。
・建築基準法及び同施行令
・「発電用軽水型原子炉施設の安全機能の重要度分類に関する審査指針（平成 2 年 8 月 30
日原子力安全委員会）」
・日本工業規格(ＪＩＳ)・「原子力発電所耐震設計技術指針 重要度分類・許容応力編ＪＥＡＧ４６０１－補 1984」（社）日本電気協会
・「原子力発電所耐震設計技術指針 ＪＥＡＧ４６０１-1987」（社）日本電気協会
・「原子力発電所耐震設計技術指針 ＪＥＡＧ４６０１-1991 追補版」（社）日本電気協会
・「発電用原子力設備規格設計・建設規格 ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣｌ-2005/2007」（社）日本機
械学会・ＩＳＥＳ７６０７-３「軽水炉構造機器の衝撃荷重に関する調査 その３ ミサイルの衝突による 構造壁の損傷に関する評価式の比較検討」（高温構造安全技術研究組合）

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-1 R0E

・Methodology for Performing Aircraft Impacts Assessments for New Plant Designs(Nuclear Energy Institute 2011 Rev8（ＮＥＩ０７-１３）)
・「コンクリート標準示方書 設計編」（（社）土木学会，2007 改定）
・「建築物荷重指針・同解説」（（社）日本建築学会，2004 改定）
・「原子力施設鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」（（社）日本建築学会，2005 制
定）・「鋼構造設計規準－許容応力度設計法－」（（社）日本建築学会，2005 改定）
・「各種合成構造設計指針・同解説」（（社）日本建築学会，2010 改定）
・「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」（（社）日本建築学会，2010 改定）
・「ステンレス鋼便覧第3版」（ステンレス協会）(2) 参考文献
a. Wichman, K.R. et al, :Local Stress in Spherical and Cylindrical Shells due toExternal Loadings, Welding Research Council bulletin, March 1979 revision of
WRC bulletin 107/August 1965.
b. Bijlaard, P.P. :Stresses from Radical Loads and External Moments in Cylindrical
Pressure Vessels, The Welding Journal, 34(12), Research Supplement, 1955.
c. 「自動車の衝突安全」2012年2月29日 名古屋大学出版会 著者 水野幸治

137

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

Ⅴ-3-別添 1-2 防護対策施設の強度計算の方針

目次
1.

概要

1

2.

強度設計の基本方針

1

3.

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

4.

5.

6.

2.1 対象施設

12.2 構造強度の設計方針

1

2.3 荷重及び荷重の組合せ

22.4 構造設計

8

2.5 評価方針11

防護対策施設の構成要素の設計方針
3.1 防護ネットの構造設計

123.2 防護鋼板の構造設計

153.3 架構の構造設計

16

防護対策施設の構成要素の評価方針

18

4.1 防護ネットの評価方針

19

4.2 防護鋼板の評価方針

22

4.3 架構の評価方針

23

許容限界

25

5.1 防護ネットの許容限界

255.1.1 許容限界の設定

25

5.1.2 許容限界の設定方法

28

5.2 防護鋼板の許容限界

345.2.1 衝突評価

34

5.3 架構の許容限界

345.3.1 衝突評価

34

5.3.2 支持機能評価，波及的影響評価

34

強度評価方法35

6.1 防護ネットの強度評価
7.

12

適用規格

35
52

1.

概要
本資料は，「実用発電用原子炉及びその附属施設の技術基準に関する規則」第 7 条及び「実用発電用原子炉及びその附属施設の技術基準に関する規則の解釈」に適合する設計とするため，Ⅴ-1-1-2「発電用原子炉施設の自然現象等による損傷の防止に関する説明書」のうちⅤ-1-1-2-3-3「竜巻防護に関する施設の設計方針」に基づき，竜巻飛来物防護対策設備である防護対策施設が，設計竜巻に対して要求される強度を有することを確認するための強度設計方針について説明するものである。

2.

強度設計の基本方針
強度設計は，「2.1 対象施設」に示す施設を対象として，「2.3 荷重及び荷重の組合せ」で示す設計竜巻による荷重とこれを組み合わせる荷重を考慮し，「6. 強度評価方法」で示す評価
方法により，「5. 許容限界」で設定する許容限界を超えない設計とする。

2.1 対象施設NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

Ⅴ-1-1-2「発電用原子炉施設の自然現象等による損傷の防止に関する説明書」のうちⅤ-11-2-3-3「竜巻防護に関する施設の設計方針」の「3. 要求機能及び性能目標」に基づき，以下の防護対策施設を対象とする。
・非常用ディーゼル発電機室ルーフベントファン防護対策施設
・中央制御室換気系冷凍機防護対策施設
・海水ポンプエリア防護対策施設
・中央制御室換気系開口部防護対策施設
・原子炉建屋外側ブローアウトパネル防護対策施設
・原子炉建屋付属棟開口閉鎖部防護対策施設
・使用済燃料乾式貯蔵容器防護対策施設
2.2 構造強度の設計方針
防護対策施設は，設置（変更）許可を受けた設計飛来物のうち鋼製材（以下「飛来物」という。）の防護対象施設への衝突を防止するものであり，Ⅴ-1-1-2-3-3「竜巻防護に関する施設の設計方針」の「3.3(3) 性能目標」で設定している構造強度設計上の性能目標を踏まえ，防護ネット，防護鋼板及び架構で構成し，次に示す設計とする。
(1) 防護ネット
防護ネットは，設計竜巻の風圧力による荷重，飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，飛来物が防護対象施設へ衝突することを防止するために，主要な部材が破断せず，たわみを生じても，防護対象施設の機能喪失に至る可能性がある飛来物が防護対象施設と衝突しないよう捕捉できる設計とする。
(2) 防護鋼板
防護鋼板は，設計竜巻の風圧力による荷重，飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，飛来物が防護対象施設へ衝突することを防止するために，飛来物が防護鋼板を貫通せず，防護対象施設に波及的影響を与えない設計とする。
1

(3) 架構
架構は，設計竜巻の風圧力による荷重，飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，飛来物が防護対象施設へ衝突することを防止するために，飛来物が架構を構成する主要な構造部材を貫通せず，上載する防護ネット及び防護鋼板を支持する機能を保持可能な構想強度を有し，防護対象施設に波及的影響を与えないために，架構を構成する部材自体の転倒及び脱落を生じない設計とする。
2.3 荷重及び荷重の組合せ
竜巻の影響を考慮する施設の強度評価において考慮する荷重は，Ⅴ-1-1-2「発電用原子炉施
設の自然現象等による損傷の防止に関する説明書」のうちⅤ-1-1-2-3-1「竜巻への配慮に関する基本方針」の「2.1.3(2)荷重の組合せ及び許容限界」を踏まえ，以下のとおり設定する。

(1) 荷重の種類
a. 常時作用する荷重(Ｆｄ)
常時作用する荷重は，持続的に生じる荷重であり，自重及び上載荷重とする。なお，防NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

護ネットのワイヤロープ及び接続治具（支持部，固定部）の評価時は，上載荷重としてネットの自重を考慮する。
b. 設計竜巻による荷重（ＦＴ）
設計竜巻（100 m/s）による荷重は，設計竜巻の特性を踏まえ，風圧力による荷重，気圧差による荷重及び飛来物による衝撃荷重とする。設計竜巻の特性値を表 2-1 に示す。
・設計竜巻の移動速度（ＶＴ）
ＶＴ＝0.15・ＶＤ
ＶＤ：設計竜巻の最大風速(m/s)
・竜巻の最大接線風速（ＶＲｍ）
ＶＲｍ＝ＶＤＶＴ

ＶＴ：設計竜巻の移動速度(m/s)
・竜巻の最大気圧低下量（ΔＰｍａｘ）
Ｐｍａｘ＝ρ ＶＲｍ２
ρ ：空気密度(＝1.22 kg/m３)
ＶＲｍ：設計竜巻の最大接線風速(m/s)
表 2-1 設計竜巻の特性値
最大風速

移動速度

最大接線風速最大気圧低下量

ＶＤ

ＶＴ

ＶＲｍ

ΔＰｍａｘ

(m/s)

(m/s)

(m/s)

(N/m2)

100

15

85

8900

(a) 風圧力による荷重(ＷＷ)2風圧力による荷重は，設計竜巻の最大風速による荷重である。
竜巻の風速は，一般的には水平方向の風速として算出されるが，鉛直方向の風圧力に対して脆弱と考えられる防護対象施設等が存在する場合には，鉛直方向の最大風速等に基づいて算出した鉛直方向の風圧力についても考慮する。
風圧力による荷重は，施設の形状により変化するため，施設の部位ごとに異なる。そのため，各施設及び評価対象部位に対して厳しくなる方向からの風を想定し，各施設の部位ごとに荷重を設定する。
ガスト影響係数Ｇは，設計竜巻の風速が最大瞬間風速をベースとしていること等から施設の形状によらず「竜巻影響評価ガイド」を参照して，Ｇ＝1.0とする。空気密度ρ
は「建築物荷重指針・同解説」（社）日本建築学会（2004改定）よりρ＝1.22 kg/m3とする。
設計用速度圧ｑについては，施設の形状によらずｑ＝6100 N/m2 とする。
(b) 気圧差による荷重(ＷＰ)
外気と隔離されている区画の境界部など，気圧差による圧力影響を受ける施設の建屋

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

壁，屋根等においては，設計竜巻による気圧低下によって生じる施設等の内外の気圧差による荷重が発生する。閉じた施設（通気がない施設）については，この圧力差により閉じた施設の隔壁に外向きに作用する圧力が生じるとみなし，気圧差による荷重を設定することを基本としているが，防護対策施設は外気と通じており，施設の外殻に面する部材に気圧差は生じないことから考慮しない。
(c) 飛来物による衝撃荷重(ＷＭ)
衝突による影響が大きくなる向きで飛来物が防護対象施設等に衝突した場合の衝撃荷重を算出する。
衝突評価においても，飛来物の衝突による影響が大きくなる向きで衝突することを考慮して評価を行う。
飛来物の飛来速度及び諸元を表 2-2 に示す。
表 2-2 飛来物の諸元
鋼製材

砂利

寸法（m)

4.2×0.3×0.2

0.04×0.04×0.04

質量(kg)

135

0.18

水平方向の飛来速度(m/s)

5162

鉛直方向の飛来速度(m/s)

3442c. 運転時に作用する荷重（ＦＰ）
運転時の状態で作用する荷重は，配管等に作用する内圧等であり，防護対策施設には作用しないため考慮しない。
(2) 荷重の組合せ
3

竜巻の影響を考慮する施設の設計に用いる竜巻の荷重は，気圧差による荷重(ＷＰ)を考慮した複合荷重（ＷＴ１），設計竜巻の風圧力による荷重(ＷＷ)，気圧差による荷重(ＷＰ)及び飛来物による衝撃荷重(ＷＭ)を組み合わせた複合荷重（ＷＴ２）を以下のとおり設定する。
ＷＴ１＝ＷＰ
ＷＴ２＝ＷＷ＋0.5・ＷＰ＋ＷＭ
竜巻の影響を考慮する施設には，ＷＴ１及びＷＴ２の両荷重をそれぞれ作用させる。各施設の設計竜巻による荷重の組合せについては，施設の設置状況及び構造を踏まえ，適切な組合せを設定する。防護対策施設の構成要素別の荷重の組合せを，表 2-3 に示す。
表 2-3 防護対策施設の構成要素別の荷重の組合せ
荷重NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

常時作用する荷重

運転時の

風圧力

気圧差

飛来物

による

による

による

上載

荷重

荷重

衝撃荷重

荷重

(ＷＷ)

(ＷＰ)

(ＷＭ)

○

○

－（注１）

－（注２）

○

－

側面

－（注３）

－

○

－（注２）

○

－

上面

○

○

－（注１）

－（注２）

○

－

－（注３）

－

○

－（注２）

○

－

○

○（注４）

－

－（注２）

○

－

分

強度設計の

評価

類

対象施設

内容

(Ｆｄ)

自重

上面
防護

構造

ネット

強度

状態で
作用する
荷重
(ＦＰ)

防
護
対
策
施

防護

構造

鋼板

強度
側面

設

架構

構造
強度

（注１）水平設置の防護ネット及び防護鋼板であるため，風荷重は考慮しない。
（注２）外気と通じており，気圧差は生じない。
（注３）鉛直設置の防護ネット及び防護鋼板であるため，自重は考慮しない。
（注４）防護ネット及び防護鋼板に作用する風圧力による荷重及び飛来物による衝撃荷重を含む。
(3) 荷重の算定方法「(1) 荷重の種類」で設定している荷重の算出式を以下に示す。
4

a. 記号の定義

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

防護ネットの部材の評価における荷重算出に用いる記号を，表 2-4 に示す。

5

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

表 2-4 防護ネットの部材の評価における荷重算出に用いる記号
記号

単位

定義

Ａ

m2

防護ネット又は防護鋼板の受圧面積

Ａａm2

ネットの面積

Ｃ

－

ｄ

m

Ｅｆ

kJ

Ｆａ

kN

設計飛来物衝突時にネットが受ける最大衝撃荷重

Ｆ ａ”

kN

設計飛来物衝突時にネットが受ける衝撃荷重

Ｇ－

ガスト影響係数ｇm/s2

重力加速度（ｇ＝9.80665）

Ｌ１

m

ネットの展開方向の実寸法

Ｌ２m

ネットの展開直角方向の実寸法

ｍkg

設計飛来物の質量

ｍＮ

kg/m2

ネットの単位質量ｎ枚

ネットの設置枚数

ＰＷ

kN

ネットの自重及び上載荷重により作用する荷重

Ｑ

kN/s

衝撃荷重が時間とともに比例する際の比例係数ｑPa

設計用速度圧

ｔ

s

時間

ｔ１

s

設計飛来物が衝突しネットのたわみ量が最大になる時間

Ｖ

m/s

設計飛来物の移動速度

Ｖ１

m/s

設計飛来物衝突時の速度

ＶＤ

m/s

設計竜巻の最大風速

ＷＷ

kN

風圧力による荷重

δm

設計飛来物衝突時のネットの最大たわみ量

ρ

kg/m3

空気密度

φ

－

ネットの充実率

風力係数（施設の形状や風圧力が作用する部位（屋根，壁等）に応じて設定する。）
設計飛来物衝突時の設計飛来物の移動距離
設計飛来物が衝突しネットのたわみ量が最大になる時間にネットに作用するエネルギ

6b. 自重による荷重の算出
防護ネット及び防護鋼板に常時作用する荷重として，自重を考慮する。自重により作用する荷重は，ネット等の設置方向を考慮する。水平設置の場合は，鉛直下向きに発生するものとして評価する。鉛直設置の場合は，自重と飛来物の衝撃荷重の作用する方向が異なることから考慮しない。
防護ネットにおいては，機械工学便覧を参考にすると，自重による荷重ＰＷは，
水平方向設置 ＰＷ＝

Ａａ・ｍＮ・ｇ・ｎ
1000と算出される。
Ａａはネットの実寸法Ｌ１，Ｌ２を用いて，以下の式で求められる。
Ａａ＝Ｌ１・Ｌ２
c. 竜巻による荷重の算出(a) 風圧力による荷重(ＷＷ)
風圧力による荷重は，「建築基準法施行令」及び「日本建築学会 建築物荷重指針・

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

同解説」に準拠して，次式のとおり算出する。
Ｗ Ｗ＝

ｑ・Ｇ・Ｃ・Ａ
1000

ここで，ｑ＝1
ρ Ｖ Ｄ２2

防護ネットにおいては，ネットの充実率をφとすると，風圧力による荷重を受けるネットの受圧面積Ａは次式のとおりとなる。
Ａ＝φ・Ａａd. 飛来物による衝撃荷重の算出
防護ネットにおいて，ネットと設計飛来物による衝撃荷重Ｆa”は時間とともに比例して増加すると仮定すると，衝撃荷重Ｆa”は以下のとおり算出される。
Ｆａ”＝Ｑ ｔ（2.1）

従って，速度Ｖは式①の衝撃荷重Ｆa”から，以下のとおり算出される。
Ｖ＝－
＝

1

t

Ｆａ” dt

ｍ 0

Ｑ ｔ２
2ｍ

＋Ｖ１ ｔ

（2.2）

さらに，設計飛来物の移動距離ｄは，（2.2）式の速度Ｖから以下のとおり算出される。
t

ｄ＝

Ｖ dt
0

＝

Ｑ ｔ３
6ｍ

＋Ｖ１ ｔ

（2.3）

7

設計飛来物が衝突しネットのたわみが最大になる時間ｔ１におけるネットの最大変位δ
は，設計飛来物の速度はＶ＝0 であるから，（2.2），（2.3）式より，
Ｑ ｔ１２＝２ ｍ Ｖ１
δ＝－

Ｑ ｔ１

（2.4）

３

＋Ｖ１ ｔ１6 ｍ

上記２式を連立し，2
δ＝ Ｖ１ ｔ１
3
よって，
ｔ１＝

3
2 Ｖ１

δ

（2.5）

以上より，時間ｔ１における設計飛来物による衝撃荷重Ｆａは（2.1），（2.4）式より，

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

Ｆａ＝

2 ｍ Ｖ１ｔ１

さらに，（2.5）式と連立し，
Ｆａ＝4 ｍ Ｖ １２
3 δ

（2.6）

また，時間ｔ１における設計飛来物の衝突によりネットに作用するエネルギＥｆをとしては，衝突時の設計飛来物の運動エネルギとして，以下より求められる。
Ｅｆ＝

1
ｍ Ｖ１２
2

（2.7）

従って，（2.6），（2.7）式より，
Ｆａ＝

8 Ｅｆ
3 δ

（2.8）

（2.8）式にたわみ評価で算出する設計飛来物が衝突する場合のネットの最大たわみ量δを代入し，Ｆａを算出する。
2.4 構造設計
防護対策施設は，「2.2 構造強度の設計方針」で設定している設計方針及び「2.3 荷重及び荷重の組合せ」で設定している荷重を踏まえ，以下の構造とする。
(1) 非常用ディーゼル発電機室ルーフベントファン防護対策施設，中央制御室換気系冷凍機防護対策施設，海水ポンプエリア防護対策施設及び原子炉建屋外側ブローアウトパネル防護対策施設
非常用ディーゼル発電機室ルーフベントファン防護対策施設，中央制御室換気系冷凍機防護対策施設，海水ポンプエリア防護対策施設及び原子炉建屋外側ブローアウトパネル防護対策施設は，防護ネット，防護鋼板及び架構で構成し，防護対象施設を取り囲むように設置することで，飛来物が防護対象施設へ衝突することを防止し，防護対象施設と構成部材（防護ネット，防護鋼板及び架構を構成する部材）の離隔を確保することなどにより，構成部材に
8

たわみ及び変形が生じたとしても，防護対象施設に飛来物を衝突させない構造とする。また，
海水ポンプ室躯体または原子炉建屋躯体に支持する構造とする。
防護ネットは鋼製のネット，ワイヤロープ，接続治具（支持部，固定部），鋼製枠を主体構造とし，接続ボルトを用いて架構により支持する。鋼製ネットに作用する飛来物による衝
撃荷重，風圧力による荷重及びその他の荷重はワイヤロープ，接続治具（支持部，固定部）
を介して鋼製枠に伝達し，鋼製枠から架構を介して支持躯体に伝達する構造とする。
鋼製ネットは，らせん状の硬鋼線を 3 次元的に編み込み，編み込みの方向によって荷重を受け持つ展開方向と展開直角方向の異方性を持ち，架構の配置，鋼製ネットに作用する荷重及び防護対象施設との離隔に応じて，鋼製ネットの展開方向と展開直角方向の長さの比を考慮して，鋼製枠内に複数枚を重ねて設置する構造とする。また，鋼製ネットに飛来物が衝突した際，ワイヤロープに瞬間的な荷重が作用するのを防ぐため，鋼製枠の四隅には緩衝材を設置する設計とする。防護ネットの構造計画を表 2-5 に示す。
防護鋼板は，設計竜巻の風圧力による荷重，飛来物による衝撃荷重及びその他考慮すべき荷重に対し，飛来物が防護対象施設へ衝突することを防止するために，飛来物が防護鋼板を

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

貫通せず，防護対象施設に波及的影響を与えない設計とする。
防護ネット及び防護鋼板を支持する架構は，Ｈ形鋼等より構成され，施設の外殻に作用す
る荷重並びに上載する防護ネット及び防護鋼板からの荷重を支持する構造とする。また，架構に作用する荷重は，アンカーボルトを介して，海水ポンプ室躯体または原子炉建屋躯体に伝達する構造とする。

9

表 2-5 防護ネット及び防護鋼板の構造計画
計画の概要
施設名称

説明図
主体構造

支持構造

接続ボルトを
防護ネット
は，鋼製のネット，ワイヤ
防護ネット

ロープ，接続治具（支持部，固定部）

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

及び鋼製枠で構成する。

用いて，架構により支持し，架構を介して鉄筋コンクリート造の海水ポンプ室躯体または原子炉建屋躯体に伝達する構造とする。

(2) 中央制御室換気系開口部防護対策施設
中央制御室換気系開口部防護対策施設は，防護鋼板及び架構で構成し，飛来物が侵入した場合に防護対象施設に衝突する可能性のある原子炉建屋付属棟壁面の開口部を取り囲むように設置することで，飛来物が建屋内に侵入することを防止し，建屋外壁と防護鋼板の離隔を確保することなどにより，防護鋼板にたわみ及び変形が生じたとしても，防護対象施設に飛来物を衝突させない構造とする。また，防護鋼板は架構を介して，鉄筋コンクリート造の原子建屋付属棟躯体に支持する構造とする。
防護鋼板を支持する架構は，Ｈ形鋼等から構成され、施設の外殻に作用する荷重及び上載する防護鋼板からの荷重を支持する構造とする。また，架構に作用する荷重は，アンカーボ
ルトを介して，鉄筋コンクリート造の原子炉建屋付属棟躯体に伝達する構造とする。

10

2.5 評価方針
防護対策施設の強度評価は，「2.4 構造設計」を踏まえ，以下の評価方針とする。
(1) 防護ネット
設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，主要な部材が破断しなければ設計飛来物は捕捉可能であり，飛来物が防護対象施設と衝突しない。
従って，防護ネットのうち鋼製ネット，ワイヤロープ及び接続治具（支持部，固定部）に破断が生じないよう十分な余裕を持った強度を有することを，計算により確認する。
また，設計竜巻の風圧力による荷重及び飛来物による衝撃荷重に対し，防護対象施設の機能喪失に至る可能性のある飛来物が防護対象施設と衝突しないよう捕捉するために，防護ネットのうち鋼製ネット及びワイヤロープにたわみを生じても，防護対象施設との離隔を確保できることを計算により確認する。
(2) 防護鋼板
設計竜巻の風圧力による荷重，飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，飛来物が防護対象施設に衝突することを防止するために，飛来物が防護鋼板を貫通しないこと及び防NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

護鋼板の変形量が防護対策施設と防護対象施設の離隔距離に対して妥当な安全余裕を有することを解析により確認する。
(3) 架構設計竜巻の風圧力による荷重，飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，飛来物が防護対象施設に衝突することを防止するために，架構部材に対し，飛来物が貫通しないこと
及び架構部材の変形量が防護対策施設と防護対象施設の離隔距離に対して妥当な安全余裕を有することを解析により確認する。
また，設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，架構全体が，施設の倒壊に至るような変形が生じないことを計算により確認する。
さらに，防護対象施設に波及的影響を与えないよう，設計竜巻の風圧力による荷重，設計
飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，架構全体が倒壊を生じないことを計算により確認する。

11

3.

防護対策施設の構成要素の設計方針
防護対策施設は，「2.2「2.3構造強度の設計方針」に基づき，「2.4 構造設計」で示した構造と，荷重及び荷重の組合せ」で設定した荷重を踏まえ，防護対策施設を構成する要素間での荷重の受け渡し，要素ごとの設計及び設計結果の全体設計への反映を行う。
防護対策施設の設計フローを図 3-1 に示す。
START
2.3 項参照
荷重条件（風速、飛来物）
3.1 及び 3.2 項参照
防護ネット及び防護鋼板の構造設計
・防護ネット及び防護鋼板の自重
・防護ネット及び防護鋼板への飛来物衝突時の反力

3.3 項参照

・架構の配置、支持間隔

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0架構の構造設計

END
構成要素単体の設計条件
異なる構成要素への設計結果のアウトプット
図 3-1 防護対策施設の設計フロー
3.1 防護ネットの構造設計「2.2 構造強度の設計方針」に基づき，防護対象施設の機能喪失に至る可能性のある飛来物が防護対象施設へ衝突することを防止可能な設計とするため，飛来物の防護対象施設への衝突に対し，主要な部材が破断することなく架構に荷重を伝達し，たわみを生じても，防護対象施設の機能喪失に至る可能性のある飛来物が防護対象施設と衝突しないよう防護ネットで捕捉できる設計とする。
防護ネットの設計フローを図 3-2 に示す。

12

START

荷重条件の設定
架構設計（配置，支持間隔）
ネット，ワイヤロープの設計

接続治具の設計

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

許容限界の設定

END

図 3-2 防護ネットの設計フロー
防護ネットの概要図を図 3-3 に示す。ネット，ワイヤロープ，接続治具（支持部，固定部）
及び鋼製枠により構成され，ネットの 4 辺をワイヤロープにより支持し，ワイヤロープは鋼製枠に設置した接続治具にて支持する構造とする。ワイヤロープの端部はターンバックル又はシャックルを設置し，ターンバックル又はシャックルを鋼製枠に設置したアイプレートに接続す
る構造とする。
防護ネットは，40 mm 目合いのネット 3 枚で構成する。
防護ネットは，電力中央研究所報告書「高強度金網を用いた竜巻飛来物対策工の合理的な衝撃応答評価手法」（総合報告：О01）（以下「電中研報告書」という。）にて適用性が確認されている評価式及びネットの物性値を用いた設計とする。
防護ネットと架構の接続部の構造設計は，Ⅴ-3-別添 1-2-1-3「架構の強度計算書」による。
防護ネットを構成するネット，ワイヤロープ及び接続治具（支持部，固定部）についての構造設計を以下に示す。

13

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

図 3-3 防護ネットの概要図(1) ネット
ネットは，らせん状の硬鋼線を山形に折り曲げて列線とし，3 次元的に交差させて編み込んだものであり，編み込みの向きにより，展開方向とその直角方向の異方性を有する材料であり，展開方向が主に荷重を受け持ち，展開方向と展開直角方向で剛性や伸び量が異なるため，これらの異方性を考慮した設計とする。ネットは，電中研報告書において，その剛性，
14

最大たわみ時のたわみ角，1 目合いの破断変位等が確認されている。
ネットの寸法は，架構の柱・梁の間隔並びにネットの展開方向と展開直角方向の剛性や伸び量の異方性を考慮して，展開方向と展開直角方向の寸法の比（以下「アスペクト比」という。）について，原則として電中研報告書にて適用性が確認されている範囲（1:1～2:1）に入るように設計する。ただし，設定する寸法での限界吸収エネルギ量等を踏まえ，設置する
ネットの枚数を増やし，衝撃荷重に対する耐力を持たせるととともにたわみ量を低減させる設計とする。
(2) ワイヤロープ
ワイヤロープの取付部は，展開方向のワイヤロープと展開直角方向のワイヤロープで荷重の伝達分布が異なり，さらにワイヤロープの巻き方によりワイヤロープ間の荷重伝達に影響を及ぼす可能性があるため，ネットに対して 2 本を L 時に設置することにより，ワイヤロー
プに作用する荷重が均一となるような設計とする。
防護ネットの基本構造において，ワイヤロープは鋼製枠内に上下 2 段設置しており，上段のワイヤロープは 40 mm 目合いのネット 2 枚を支持するため，ワイヤロープは支持するネッNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

ト枚数を考慮した設計とする。
(3) 接続治具（支持部，固定部）
電中研報告書の評価式を適用するため，衝突試験における試験体と同じ構造を採用しており，飛来物衝突時に急激な荷重が作用するのを抑制するために緩衝装置を四隅に設置する設計とする。
接続治具は，ネットへの飛来物の衝突によりネットからワイヤロープを介して直接作用す
る荷重若しくは発生する応力に対して，破断することのない強度を有する設計とする。接続治具（支持部）はワイヤロープを支持するターンバックル及びシャックルであり，接続治具（固定部）はターンバックルまたはシャックルを鋼製枠に設置するアイプレートや隅角部固定ボルトである。
3.2 防護鋼板の構造設計「2.2

構造強度の設計方針」に基づき，防護対象施設の機能喪失に至る可能性のある飛来物が防護対象施設へ衝突することを防止可能な設計とするため，飛来物の防護対象施設への衝突に対し，防護鋼板が貫通することなく架構に荷重を伝達し，たわみを生じても，防護対象施設の機能喪失に至る可能性のある飛来物が防護対象施設と衝突しないよう防護鋼板で捕捉できる設計とする。
防護鋼板の設計フローを図 3-4 に示す。
防護鋼板は，飛来物による衝突に対し，貫通しない部材厚さを確保する設計とする。

15

START

荷重条件の設定
架構設計
部材厚の設計（配置，支持間隔）許容限界の設定

END

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

図 3-4 防護鋼板の設計フロー
3.3 架構の構造設計「2.2

構造強度の設計方針」に基づき，防護対象施設の機能喪失に至る可能性のある飛来物が防護対象施設へ衝突することを防止可能な設計とするため，飛来物が架構を構成する主要な構造部材を貫通せず，上載する防護ネット及び防護鋼板を支持する機能を保持可能な構造強度を有する設計とする。
また，防護対象施設に波及的影響を与えないために，架構を構成する部材自体の脱落を生じない設計とする。
架構の設計フローを図 3-5 に示す。

16

START

荷重条件の設定「3.1 防護ネットの構造設計」「3.2 防護鋼板の構造設計」
からのインプット

架構部材の設計

架構の接続部の設計

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

柱脚の設計

許容限界の設定「3.1 防護ネットの構造設計」

END「3.2 防護鋼板の構造設計」
へのアウトプット
・架構設計（配置，支持間隔）
図 3-5 架構の設計フロー
架構はＨ形鋼等から構成し，防護ネット及び防護鋼板からの荷重を支持する設計とする。
防護ネット及び防護鋼板を支持する架構は，架構部材，架構の接続部及び柱脚部より構成され，架構の接続部は溶接又はボルトにより接続し，柱脚部はアンカーボルトにより建屋等に固定する設計とする。架構の接続部については，母材と同等の耐力を有する設計とする。
防護ネット及び防護鋼板への飛来物衝突時の荷重は，隣り合う架構又は柱等の主架構及び柱脚のアンカーボルトを介して建屋等へ伝達する設計とする。飛来物が架構に直接衝突する場合
は，架構から柱脚のアンカーボルトを介して建屋等へ伝達する設計とする。

17

4.

防護対策施設の構成要素の評価方針「2.3 荷重及び荷重の組合せ」，「2.5 評価方針」及び「3. 防護対策施設の構成要素の設計方針」に基づき，防護対策施設の構成要素ごとの評価方針を設定する。
防護対策施設を設計する上で，飛来物の衝突回数については，屋外の鋼製材等の飛来物となり得るものは，飛散防止管理を実施し，飛来物となるものが少なくなるように運用することにより，竜巻時及び竜巻通過時において複数の設計飛来物が同一の防護対策施設に衝突する可能性は十分低いことから，同一の防護対策施設への複数の設計飛来物の衝突は考慮しない設計とする。
防護対策施設は，飛来物衝突に対し，防護対策施設を構成する部材が許容限界に至ることなく，防護対象施設が飛来物の影響を受けないことを確認する。
防護対策施設の評価フローを図 4-1 に示す。

START

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

荷重条件（風圧力による荷重，飛来物による衝撃荷重）

防護ネットの評価
・防護ネットの構成部材の破断評価（ネット，ワイヤロープ及び接続治具）
・ネットのたわみ評価
防護鋼板の評価
・防護鋼板の衝突評価

架構の評価
・架構の衝突評価
・架構の支持機能評価

END
構成要素単体の評価条件
異なる構成要素への評価結果のアウトプット
図 4-1 防護対策施設の評価フロー

18

4.1 防護ネットの評価方針「2.5(1) 防護ネット」の評価方針に基づき，設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の考慮すべき荷重に対し，主要な部材が破断しないために，防護ネッ
トのうちネット，ワイヤロープ及び接続治具（支持部，固定部）に破断が生じないよう十分な余裕を持った強度を有することを計算により確認する。その方法は，「6.1

防護ネットの強度評価」に示すとおり，ネットの限界吸収エネルギ，算出される衝撃荷重を元に破断評価を行う。
「2.5

評価方針」に基づき，設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，防護対象施設の機能喪失に至る可能性のある飛来物が防護対象施設と衝突しないよう捕捉するために，防護ネットのうちネット及びワイヤロープにたわみが生じても，設計飛来物が防護対象施設と衝突しないよう，防護対象施設との離隔を確保できることを計算により確認する。その方法は，「6.1

防護ネットの強度評価」に示すとおり，算出されるネットのたわみ量を元にたわみ評価を行う。
防護ネットの評価フローを図 4-2 に示す。防護ネットは竜巻による荷重が作用する場合に，

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

破断が生じることなく，たわみが生じたとしても飛来物が防護対象施設と衝突しないような離隔を有することを確認する。
防護ネットの破断及びたわみに対する評価方針を以下に示す。
防護ネットの具体的な計算の方法及び結果は，Ⅴ-3-別添 1-2-1-1「防護ネットの強度計算書」に示す。

19

START
荷重条件（風圧力，飛来物，自重）

ネット条件（寸法，枚数等）※1
ネットの評価吸収エネルギ評価

破断評価

剛性の導出過程を考慮した

ネットに作用する係数の考慮

エネルギの算定

衝撃荷重の算定

オフセット衝突を考慮した係数の考慮
※2

たわみ評価

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0※1
ネットのたわみ評価

ネットのたわみ量の算定

ネット全体の
たわみ量の算定※3
ワイヤロープのたわみ評価

ワイヤロープのたわみ量の算定

ワイヤロープおよび接続治具(支持部)の評価※2
破断評価

ワイヤロープ張力の算定

接続治具(支持部)に作用する荷重及び応力の算定※3
接続治具(固定部)の評価

破断評価

応力の算定
：荷重の伝達図 4-2 防護ネットの評価フロー(1) 強度評価
設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，主要な部材が破断しないために，防護ネットのうちネット，ワイヤロープ及び接続治具（支持部，固定部）に破断が生じないよう十分な余裕を持った強度を有することを計算により確認する。
自重，風圧力による荷重及び設計飛来物による衝撃荷重がネットに作用する場合に，ネッ
20

トに破断が生じないよう十分な余裕を持った強度を有することを確認するために，以下を評価する。
ネットについては，設計竜巻による荷重が作用する場合に，ネット全体でエネルギ吸収することから，ネットの吸収エネルギを評価する。評価方法としては，電中研報告書において，ネットへの適用性が確認されている評価式（以下「電中研評価式」という。）を参照して評価する。また，設計飛来物の衝突箇所において，破断が生じないことを確認するために，ネットに作用する引張荷重を，電中研評価式を参照して評価する。さらに，ネットが機能を発揮できるために，ネットに作用する荷重がワイヤロープ及び接続治具に伝達され，その荷重によりワイヤロープ及び接続治具（支持部）に発生する荷重，並びに接続治具（固定部）に発生する応力が許容値以下であることを確認する。
ネット，ワイヤロープ及び接続治具（支持部，固定部）の破断に対する評価においては，
ネット寸法に対するアスペクト比及びネットの衝突位置の影響について，以下のとおり考慮
して評価を実施する。
ネットのアスペクト比について，評価ごとの展開方向及び展開直角方向の寸法の設定方法

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

を表 4-1 に示す。
表 4-1 評価ごとの展開方向及び展開直角方向寸法の設定方法
評価項目

吸収エネルギ破断

アスペク

限界吸収エネルギ量が作用する荷重が大きく たわみ量が大きくなる

ト比小さくなるようにアスなるようにアスペクト ようにアスペクト比を

ペクト比を設定

比を設定

Ｌｘ (≦2Ｌｙ)

設定

Ｌｘ(≦2Ｌｙ)
Ｌｙ

1

たわみ

Ｌｘ
Ｌｙ

1

2

2

（Ｋ値算出用）（Ｋ値算出用）Ｌｙ（Ｋ値算出用）a. ネットの吸収エネルギ評価
ネットの吸収エネルギ評価においては，ネットの目合いの方向に従ってネット剛性を設定し，ネットのエネルギ吸収に有効な面積を考慮し，アスペクト比を考慮して，ネットの有効面積を設定し評価を実施する。また，飛来物の衝突位置の違いによりたわみ量の影響があり，衝突位置，ネット剛性の設定によるたわみ量への影響を考慮して，評価を実施する。
ネットのアスペクト比については，ネットのエネルギ吸収性能が主に荷重を受け持つ展開方向寸法によることから，評価ごとに保守的な評価となるように，評価においてはアスペクト比を考慮した展開方向及び展開直角方向の寸法を設定する。
b. ネット，ワイヤロープ及び接続治具（支持部，固定部）の溶接部の破断評価
ネットの破断評価においては，吸収エネルギ評価と同様にネットのアスペクト比を考慮
21

して，ネットの有効面積を設定し評価する。ネットのアスペクト比は，ネット目合いの方向を踏まえ，評価が保守的となるように，ネットの有効面積を設定して評価を実施する。
また，衝突位置を考慮して評価を実施する。
ネット，ワイヤロープ及び接続治具については，飛来物の衝突位置として，中央位置からずれた（以下「オフセット」という。）衝突についても考慮する。具体的には，電中研
評価式では飛来物がネット中央位置に衝突する場合についてのみ評価を実施するため，オ
フセット位置に衝突する場合の評価においては，中央位置に衝突する場合とオフセット位置に衝突する場合の飛来物の移動距離を考慮した評価を実施する。
ネットのアスペクト比については，吸収エネルギ評価と同様に考慮する。
(2) たわみ評価
設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，飛来物が防護対象施設と衝突しないよう捕捉するために，防護ネットのうちネット及びワイヤロープが，たわみを生じても，設計飛来物が防護対象施設と衝突しないよう防護対象施設との離隔を確保できることを計算により確認する。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

防護ネットは，設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重がネットに作用する場合に，ネットがたわむことでエネルギを吸収することから，ネット
及びワイヤロープがたわんでも，ネットと防護対象施設が衝突しないことを確認するために，
ネットとワイヤロープのたわみ量を考慮して評価する。評価方法としては，電中研評価式等を用いて評価する。
ネット及びワイヤロープのたわみ評価においては，ネット寸法に対するアスペクト比を考慮して評価を実施する。
たわみ評価においても，構造強度評価と同様にネット寸法に対するアスペクト比を考慮する必要があり，評価が保守的となるように，ネットの有効面積を設定して評価を実施する。
評価の条件についても，構造強度評価と同様に飛来物のネットの衝突位置を考慮して評価を実施する。
ネットのアスペクト比については，吸収エネルギ評価と同様に考慮する。
4.2 防護鋼板の評価方針「2.5(2) 防護鋼板」の評価方針に基づき，設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，飛来物を貫通させないために，防護鋼板が終局状態に至るようなひずみを生じさせないこと及び防護鋼板の変形量が防護対策施設と防護対象施設の離隔距離に対して妥当な安全余裕を有することを確認する。終局状態に至るようなひずみが確認される場合においては，その範囲を確認し飛来物が貫通するものでないことを確認する。
防護鋼板の評価フローを図 4-3 に示す。
防護鋼板の具体的な計算方法及び結果は，Ⅴ-3-別添 1-2-1-2「防護鋼板の強度計算書」に示す。

22

START
荷重条件（自重，風圧力，飛来物）

衝突評価

部材の
貫通評価

防護鋼板の変形（ひずみ）の算定

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

変形（変位量）の算定

END

図 4-3 防護鋼板の評価フロー図(1) 衝突評価
設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，防護対策施設の外殻を構成する部材が飛来物を貫通させないために，防護鋼板が終局状態に至る
ようなひずみを生じないこと及び防護鋼板の変位量が防護対策施設と防護対象施設の離隔距離に対して妥当な安全余裕を有することを解析により確認する。評価方法は，ＦＥＭを用いた解析とする。
4.3 架構の評価方針「2.5(3) 架構」の評価方針に基づき，設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，飛来物を貫通させないために，終局状態に至るようなひずみを生じないこと及び架構の部材の変形量が防護対策施設と防護対象施設の離隔距離に対して妥
当な安全余裕を有することを解析により確認する。終局状態に至るようなひずみが確認される
場合においては，その範囲を確認し飛来物が貫通するものでないことを確認する。
また，「2.5(3) 架構」の評価方針に基づき，上載する防護ネット及び防護鋼板の自重並びに防護ネット，防護鋼板及び架構への飛来物の衝突時の荷重に対し，これらを支持する構造強度を有することの確認として，設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，架構部材に破断が生じないよう十分な余裕を持った強度が確保されていること並びに架構全体に防護対策施設の倒壊に至るような変形が生じないことを解析により確23

認する。架構の接続部については，母材と同等の耐力を有することから架構部材の評価に包絡される。
さらに，「2.5(3) 架構」の評価方針に基づき，防護対象施設に波及的影響を与えないよう，架構全体が倒壊を生じないことの確認として，設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，架構部材および架構と建屋等のボルト接合のアンカーボ
ルトが破断を生じないよう十分な余裕を持った強度が確保されていることを解析により確認する。
架構の評価フローを図 4-4 に示す。
架構の具体的な計算方法及び結果は，Ⅴ-3-別添 1-2-1-3「架構の強度計算書」に示す。
START

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

荷重条件（自重，風圧力，飛来物）

荷重条件（上載）

架構の評価

衝突評価

支持機能評価

波及的影響評価

変形（ひずみ）計算（衝突解析）

変形（ひずみ，応力）計算（衝突解析）変形（ひずみ，応力）計算（衝突解析）

ひずみ量，発生応力の算定

ひずみ量，発生応力の算定

END

図 4-4 架構の評価フロー図(1) 衝突評価
設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，架構を構成する部材が飛来物を貫通させないために，架構の部材が終局状態に至るようなひずみを生じないこと及び部材の変形量が防護対策施設と防護対象施設の離隔距離に対して妥当な安全余裕を有することを解析により確認する。評価方法は，ＦＥＭを用いた解析とする。
24

(2) 支持機能評価及び波及的影響評価
上載する防護ネット及び防護鋼板の自重並びに防護ネット，防護鋼板及び架構への飛来物の衝突時の荷重に対し，これらを支持する構造強度を有すること及び防護対象施設に波及的影響を与えないことの確認として，設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷
重及びその他の荷重に対し，架構部材及び架構と建屋等のボルト接合のアンカーボルトに破断が生じないよう十分な余裕を持った強度が確保されていること並びに架構全体に防護対策
施設の倒壊に至るような変形が生じないことを解析により確認する。
設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重が架構に作用する場合に，各部材について以下のとおり評価する。
a. 架構部材
架構部材については，ひずみ量を評価し，破断が生じないことを確認する。評価方法は，ＦＥＭを用いた解析とする。
b. 架構全体
架構全体については，飛来物が衝突した際の衝撃荷重により架構全体に作用する応答加NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

速度に対して，架構及び架構と建屋等のボルト接合部のアンカーボルトにおいて，十分な余裕を持った強度が確保されていることを確認する。評価方法は，ＦＥＭを用いた解析と
する。
5.

許容限界
「2.5

評価方針」及び「4.

防護対策施設の構成要素の評価方針」を踏まえ，防護対策施設の構成要素ごとの設計に用いる許容限界を設定する。
5.1 防護ネットの許容限界
5.1.1 許容限界の設定(1) 強度評価
防護ネットは，設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対する評価を行うため，破断せず，荷重が作用するとしても防護ネットが内包する防護対象施設に設計飛来物を衝突させないために，防護ネットの主要な部材が，破断が生じないよう十分な余裕を持った強度を有することを許容限界として設定する。
防護ネットのうちネット，ワイヤロープ及び接続治具（支持部，固定部）の許容限界を
以下のとおり設定する。
a. ネット
ネットの許容限界は，吸収エネルギ評価及び破断評価（引張荷重評価）において設定する。
吸収エネルギ評価は，設計飛来物によりネットに与えられる全エネルギがネットの限界吸収エネルギ以下であることにより，ネットが破断しないことを確認することから，ネットの限界吸収エネルギを許容限界とする。
破断評価は，ネットが破断を生じないよう十分な余裕を持った強度を有することを確認する評価方針としている。ネットは，飛来物の衝突に対し，塑性変形することでエネ
25

ルギを吸収し，飛来物を捕捉することから，飛来物の衝撃荷重に対し，ネットの許容引張荷重を許容限界とする。ネットの許容限界を表 5-1 に示す。
表 5-1 ネットの許容限界
許容限界
吸収エネルギ評価の許容値

破断評価の許容値

ネット設置枚数ｎを考慮したネット設置枚数ｎを考慮した

限界吸収エネルギ

許容引張荷重Ｅｍａｘ

Ｆｍａｘb. ワイヤロープ
ワイヤロープの端部にはワイヤグリップを取付ける。一般にワイヤロープの破断荷重の値はメーカの引張試験によればＪＩＳ規格値よりも大きいので，ワイヤロープの許容

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

限界は，ＪＩＳに規定する破断荷重にワイヤグリップ効率ＣＣを乗じた値とする。
ワイヤロープの許容限界を表 5-2 に示す。
表 5-2 ワイヤロープの許容限界
規格値

許容値

Ｆ３（注１）

ＣＣ（注２）・Ｆ３（注 1）（注１）ＪＩＳ Ｇ 3549 の破断荷重（注２）ＪＩＳ Ｂ 2809 及び（社）日本道路協会「小規模吊橋指針・同解説」
c. 接続治具（支持部）
接続治具（支持部）の強度評価は，接続治具（支持部）として，ワイヤロープを支持するターンバックル及びシャックルが，ワイヤロープから受ける引張荷重に対し，破断が生じない十分な強度を有することを確認する評価方針としていることを踏まえ，基本として，メーカカタログの荷重を許容限界とする。
ターンバックル及びシャックルの許容限界を表 5-3 に示す。

26

表 5-3 ターンバックル及びシャックルの許容限界
評価部位

許容荷重

ターンバックルＰ（注 1）

シャックル

Ｐ（注 2）（注１）メーカカタログの保証荷重（注２）メーカカタログの破断荷重
d. 接続治具（固定部）
接続治具（固定部）の破断評価は，接続治具（固定部）である隅角部固定ボルト及びアイプレートが，破断が生じないよう十分な余裕を持った強度を有することを確認する
評価方針としていることを踏まえ，十分な余裕を考慮して「鋼構造設計規準・許容応力度法」に基づいた短期許容応力度を許容限界とする。設計竜巻による荷重は，ネットに作用し，ワイヤロープを介して接続治具に作用するため，評価対象は，接続治具（固定NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0部）である隅角部固定ボルト及びアイプレートとする。アイプレートは，プレート本体，
プレートと鋼製枠，プレートとリブ及び鋼製枠とリブの溶接部が存在するが，強度評価
上，溶接脚長が短いアイプレートとリブの溶接部を評価対象部位とする。
接続治具の許容限界を表 5-4 に示す。
表 5-4 接続治具の許容限界
許容限界
応力度
短期許容応力度

引張

せん断

1.5ｆｔ

1.5ｆｓ

(2) たわみ評価
防護ネットは，飛来物衝突時にたわんだとしても，飛来物が防護対象施設に衝突することがないよう，十分な離隔を有していることを確認する評価方針としていることを踏まえ，
ネットと防護対象施設の最小離隔距離Ｌを許容限界として設定する。
防護ネットのたわみ評価の許容限界を表 5-5 に示す。
表 5-5 防護ネットのたわみ評価の許容限界
許容限界
ネットと防護対象施設の最小離隔距離Ｌ27

5.1.2 許容限界の設定方法(1) 記号の定義
防護ネットの強度評価における許容値の算出に用いる記号を表 5-6 に示す。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

表 5-6 防護ネットの強度評価における許容値の算出に用いる記号
記号

単位

定義

ａ

mm

ネット 1 目合いの対角寸法ａｓmm

ネット 1 目合いの破断変位ｂmm

設計飛来物の端面の長辺方向寸法ｃmm

設計飛来物の端面の短辺方向寸法

Ｅｉ

kJ

i 番目の列におけるネットの吸収可能なエネルギ

Ｅｍａｘ

kJ

ネット設置枚数ｎを考慮した限界吸収エネルギ

ＦｉkN

設計飛来物衝突時の i 番目の列における作用力

Ｆｍａｘ

kN

ネット設置枚数 n を考慮した防護ネットの許容破断荷重

Ｆ４０

kN

40 mm 目合いネットの 1 交点当たりの許容引張荷重

Ｋ

kN/m

ネット 1 目合いの等価剛性

Ｋｘ

kN/m

ネット 1 目合いの展開方向の 1 列の等価剛性

Ｌｘm

ネット展開方向寸法

Ｌｙm

ネット展開直角方向寸法ｎ

枚ネット設置枚数

Ｎｉ個

I 列目のネット展開直角方向目合い数

Ｎｘ個

ネット展開方向目合い数

Ｎｙ個

ネット展開直角方向目合い数

Ｐｉ

kN

設計飛来物衝突時にネットに発生する i 番目の列における張力

Ｘｉ

mi 列目のネットの伸びδｉm

設計飛来物衝突時の i 番目の列におけるネットのたわみ量

δｍａｘ

m

ネットの最大たわみ量

θｉ

deg

i 番目の列におけるネットたわみ角

θｍａｘ

deg

ネットの最大可能なたわみ角28

(2) 吸収エネルギ評価
吸収エネルギ評価においては，計算により算出するネットの限界吸収エネルギがネットに作用するエネルギ以上であることにより，ネットが破断しないことを確認する。ネット
1 目合いの要素試験の結果から得られる目合い方向の限界伸び量によりネットの最大変形角が定まり，ネット最大変形角におけるエネルギ吸収量がネットの有する最大吸収エネル
ギＥｍａｘとなる。この値に以下の係数を考慮した値を吸収エネルギ評価の許容限界とする。
限界吸収エネルギは，複数枚を重ね合わせたネットを一体として扱ったモデルにて算出する。また，ネットの変形及び吸収エネルギの分布を考慮したオフセット衝突位置での吸収エネルギ評価の結果，電中研報告書を参照して，ネット最大たわみ時のネットの全長は飛来物のネットへの衝突位置によらずネット最大たわみ時展開方向の長さで一定であり，ネットに発生する張力も一定となることから，飛来物のネットへの衝突位置によらずネットから飛来物への反力も同等となり，オフセット位置への飛来物の衝突時の吸収エネルギ
は中央衝突時と同等となる。したがって，吸収エネルギ評価では中央衝突の場合にて評価を行う。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

限界吸収エネルギは，ネット 1 目合いの展開方向の 1 列の等価剛性，展開方向寸及びたわみ量から，以下のとおり算出される。吸収エネルギ評価におけるネットのモデル図を図5-1 に示す。

29

Ｌｙ

角方向

展開直

Ｎ１ Ｎ２

ネット

ネット展開方向 Ｌｘ

ｂ

Ｎｉ

ｃ

ａ

Ｎｙ

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

ｉ列目を切り取り

目合い数 Ｎｘ

たわみ量 δｉ
図 5-1 吸収エネルギ評価におけるネットのモデル図
図 5-1 に示すとおりネットの展開方向に 1 目合いごとにで囲った形に帯状に分割

し，Ｎ１からＮｙまでの各列が分担するエネルギを各列のたわみ量から算定し，それらを積算することによりネットが吸収するエネルギを算出し，ネットが吸収可能な限界吸収エ
ネルギを算出する。
ただし，中央部の最大たわみ量が発生する列数は，設計飛来物の寸法及びネット目合いの対角寸法から算出されるネット展開直角方向目合い列数を考慮して設定する。飛来物の端部寸法（ｂ×ｃ）及びネット目合いの対角寸法ａを考慮し，最大たわみが発生する場合のネット展開直角方向目合い列数を以下のとおり算出する。ネットの吸収エネルギが小さくなるよう，目合い列数の算出に用いる設計飛来物の寸法として軸方向断面の小さい方の寸法ｃを適用し，最大たわみが生じる目合い列数を少なくすることにより，限界吸収エネ
ルギ量が小さくなるように評価する。

ｃａ

ネット展開直角方向目合い列数

評価モデルとしては，展開方向に 1 目合いごとに帯状に分割するモデルとしており，限界吸収エネルギ量が小さく算出されるよう，三角形モデルとして評価を実施する。
吸収エネルギ評価の許容限界の算定フローを図 5-2 に示す。
30

最大たわみ量及びたわみ角の算定

ネット展開方向剛性の設定

目合い 1 列の吸収エネルギの算定

ネット限界吸収エネルギの算定

図 5-2 吸収エネルギ評価の許容限界の算定フロー
ネット 1 目合いの最大伸び量は，電中研報告書のネット目合いの引張試験から求められ，そこから算出する最大たわみ角から，飛来物が衝突した際の列の最大たわみ量δｍａｘは次NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

式により算定される。
ａＬ
δｍａｘ＝ ｘ tanθｍａｘ
2
θｍａｘ＝cos－1

θｍａｘ

ａ
ａ＋ａｓ

ａ+ａｓ

ネットを構成するネットの展開方向の目合い数Ｎｘはネット展開方向寸法Ｌｘ及びネット 1 目合いの対角寸法ａから求める。展開直角方向の目合い数Ｎｙは，ネット展開直角方
向寸法Ｌｙ及びネット 1 目合いの対角寸法ａから求める。ネットを構成する 1 目合いはそれぞれＫの等価剛性を持っているため，1 列当たりバネ定数Ｋを持つバネをＮｘ個直列に接続したものと考えることができる。そのため，1 列当たりの剛性Ｋｘ’は，
Ｎｘ＝1000・Ｌｘ，ａ

ネット展開方向剛性

Ｎｙ＝1000・Ｌｙ
ａ

Ｋ
Ｋｘ’
＝
Ｎｘ

となる。ただし，Ｎｘ，Ｎｙの算出において限界吸収エネルギの値が小さくなるように
Ｎｘは保守的に切り上げ，Ｎｙは保守的に切り捨てた値を用いる。また，ネット設置枚数を考慮したネット展開方向剛性Ｋｘは，次式により算出される。電中研報告書によると，
40 mm 目合いの補助金網は，飛来物落下試験において 40 mm 目合い 0.5 枚相当の吸収エネ
ルギ能力を有していることが確認されていることから，補助金網については，40 mm 目合
いの金網 0.5 枚として考慮する。
’
ＫＸ＝ＫＸ
ｎ＋0.5

飛来物が衝突しなかった列のたわみ量δｉは，最大たわみ量δｍａｘから定着部のたわみ
量 0 までの間を，非接触の列の数の分だけ段階的に減少していくと考える。ネットの最大31

たわみ量と最大たわみ角を図 5-3 に示す

ネット展開方向直角寸法Ｌｙ

ネット展開方向寸法Ｌｘ
θｍａｘ

たわみ量δｉ

最大たわみ量δｍａｘ

図 5-3 ネットの最大たわみ量と最大たわみ角
ネットに飛来物が衝突した際のネットにかかる張力を，ネットの剛性及びネットの伸び量から算出する。ネットに作用する力のつり合いを図 5-4 に示す。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

Ｌｘ
ネットたわみ角θｉ

Ｌｘ

ネット伸び：Ｘｉ

中央列
Ｎ

Ｐｉ

張力Ｐｉ

i

ネット
たわみ量δⅰ
δi

作用力Ｆｉ

δｍａｘ

Ｎｉ列における荷重と変形状態

図 5-4 ネットに作用する力のつり合い
ｉ番目の列におけるネットの張力Ｐｉは，飛来物の衝突位置の左右を分割して考えると，伸び量はＸｉ/2，剛性は 2Ｋｘとなることから，

Ｐｉ＝2・Ｋｘ・

Ｘｉ
2＝Ｋｘ・Ｘｉとなる。また，作用力Ｆｉは変位量とたわみ量の関係から，
Ｆｉ＝2・Ｐｉ・sinθｉＬｘ/2+Ｘｉ/2＝2・Ｋｘ・Ｘｉ・sinθｉ

δｉ＝2・Ｋｘ・Ｌｘ tanθｉ－sinθｉ＝4・Ｋｘ・δｉ 1－

θｉ

Ｌｘ
2
ｉ

・・

2
ｘ

（5.1）

Ｌｘ/2

4・δ ＋Ｌ

ネットに飛来物が衝突した際のネットにかかる作用力Ｆｉを積分することによりｉ番目の列における吸収エネルギＥｉを次式に示す。
32δｉ

Ｅｉ＝ Ｆｉ
・ｄδ
0

＝

δｉ

4・Ｋｘ・δｉ 1－

0

2＝2・Ｋｘ・δｉ －Ｋｘ・Ｌｘ

Ｌｘ
2

2

ｄδ

4・δｉ ＋Ｌｘ224・δｉ ＋Ｌｘ －Ｌｘ

・・

（5.2）

以上から，ネット設置枚数ｎを考慮した限界吸収エネルギＥｍａｘは，各列の吸収エネル
ギＥｉを第 1 列から第Ｎｙ列まで積算することにより求められる。
Ｎｙ

Ｅmax＝

Ｅｉ

ｉ＝1
Ｎｙ

＝

2

2・Ｋｘ・δｉ －Ｋｘ・Ｌｘ

2

2

4・δｉ ＋Ｌｘ －Ｌｘ

・・

（5.3）

ｉ1

(3) 許容引張荷重の評価

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

防護ネットの許容引張評価においては，計算により算出する防護ネットの許容引張荷重
が飛来物の衝撃荷重以上であることにより，ネットが破断しないことを確認する。
40 mm 目合いの防護ネットに飛来物（鋼製材）が衝突した評価モデルを図 5-5 に示す。

図 5-5 40 mm 目合いの防護ネットに飛来物が衝突した評価モデル
防護ネットの許容引張荷重はネットの 1 交点当たりの許容引張荷重から定まり，飛来物
衝突時の周辺交点数から算出される許容引張荷重を許容限界とする。
図 5-5 に示すように，40 mm 目合いのネットは鋼製材が衝突した際，20 交点が接触するため，許容引張荷重Ｆｍａｘは以下のとおり算出される。

Ｆｍａｘ=Ｆ４０・20・ｎ

33

5.2 防護鋼板の許容限界
5.2.1 衝突評価
設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，施設の外殻を構成する部材が飛来物を貫通させないために，防護鋼板が，終局状態に至るよ
うなひずみを生じないことを解析により確認する評価方針としていることを踏まえ，破断
ひずみを許容限界として設定する。破断ひずみは，ＪＩＳに規定されている伸びの下限値を基に設定するが，「ＮＥＩ07-13：Methodology for Performing Aircraft Impact
Assessments for New Plant Design」（以下「ＮＥＩ 07-13」という。）において，ＴＦ（多軸性係数）を＝とすることが推奨されていることを踏まえ，安全余裕としてＴＦを考慮して設定する。破断ひずみを超えるようなひずみが確認される場合においては，その範囲を確認し飛来物が貫通するものでないことを確認する。
また，防護鋼板の変形による内包する防護対象施設への影響がないことを確認するために，飛来物の衝突方向の変位量を求め，その許容限界は防護対象施設までの距離に妥当なNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

安全余裕を考慮して設定する。
5.3 架構の許容限界
5.3.1 衝突評価
設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，飛来物を貫通させないために，架構部材が，終局状態に至るようなひずみを生じないことを解析により確認する評価方針としていることを踏まえ，破断ひずみを許容限界として設定する。破断ひずみは，ＪＩＳに規定されている伸びの下限値を基に設定するが，「ＮＥＩ
07-13」において，ＴＦ（多軸性係数）をえ，安全余裕としてＴＦ＝とすることが推奨されていることを踏まを考慮して設定する。破断ひずみを超えるようなひずみが確認される場合においては，その範囲を確認し飛来物が貫通するものでないことを確認する。
5.3.2 支持機能評価，波及的影響評価
上載する防護ネット及び防護鋼板の自重並びに防護ネット，防護鋼板及び架構への飛来
物の衝突時の荷重に対し，これらを支持する構造強度を有すること及び防護対象施設に波及的影響を与えないことの確認として，設計竜巻の風圧力による荷重，設計飛来物による衝撃荷重及びその他の荷重に対し，架構部材および架構と建屋等のボルト接合のアンカー
ボルトに破断が生じないよう十分な余裕を持った強度が確保されていること並びに架構全
体に防護対策施設の倒壊に至るような変形が生じないことを解析により確認する評価方針としていることを踏まえ，以下のとおり許容限界を設定する。
(1) 架構部材
架構部材の評価は，ひずみ量を評価し，破断が生じないことを確認する評価方針としていることを踏まえ，破断ひずみを許容限界として設定する。破断ひずみは，ＪＩＳに規定されている伸びの下限値を基に設定するが「ＮＥＩ 07-13」において，ＴＦ（多軸性係数）をとすることが推奨されていることを踏まえ，安全余裕としてＴＦ＝
34

を考慮し

て設定する。最大ひずみが破断ひずみを超える場合には，破断箇所を確認し全断面に発生しないことを確認する。
(2) 架構全体
架構全体の評価は，飛来物が衝突した際の衝撃荷重により架構全体に作用する応答加速度に対して，十分な余裕を持った強度が確保されていることを確認する評価方針としていることを踏まえ，架構においては，塑性ひずみが生じる場合であっても，その量が微小なレベルに留まって破断延性限界に十分な余裕を有することを確認するため，ＪＥＡＧ４６
０１等に準じて許容応力状態ⅣＡＳの許容応力を許容限界とする。架構と建屋等のボルト接合部のアンカーボルトにおいては，取替が容易にできないことから，降伏耐力又は短期許容応力度を許容限界とする。
6.

強度評価方法
評価手法は，以下に示す解析法により，適用性に留意の上，規格及び基準類や既往の文献において適用が妥当とされる手法に基づき実施することを基本とする。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

・定式化された評価式を用いた解析法
・ＦＥＭ等を用いた解析法
6.1 防護ネットの強度評価(1) 評価方針
a. ネットの限界エネルギの算出においては，ネットの展開方向に 1 目合い毎に帯状に分割し，各列が分担するエネルギを各列のたわみ量から算定し，それらを積算することによりネットの吸収するエネルギを算出する。
b. ネットの限界吸収エネルギの算出においては，ネットを構成する 1 目合いはそれぞれＫの等価剛性を持っているため，1 列当たりバネ定数Ｋを持つバネをＮＸ個直列に接続したものと考える。
c. 自重と風圧力によるネットに作用する荷重は，ネット全体に等分布荷重として作用するものであり，ネット展開直角方向に対しては荷重が均一となるよう作用させる。
d. 一方，ネット展開方向に対しては，設計モデル上均一に荷重を作用させることが困難であるため，保守的にエネルギ量が大きくなるよう，自重及び風圧力によりネットに作用す
る荷重ＦＷが全てネット展開方向ＬＸの中央に作用したとして，ネットにかかる作用力の式を用いて１列当たりの自重及び風圧力による荷重によりネットが受けるエネルギを算出
し，列数倍することでネット全体が自重及び風圧力による荷重により受けるエネルギを算出する。
(2) 評価対象部位
評価対象部位及び評価内容を表 6-1 に示す。

35

表 6-1 評価対象部位及び評価内容
評価対象部位

評価内容
・限界吸収エネルギ

ネット

・引張
・たわみ
・引張

ワイヤロープ・たわみ

ターンバックル

・引張

シャックル

・引張

隅角部固定ボルト

・せん断

溶接部

・せん断

接続治具（支持部）

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

接続治具（固定部）

36

(3) 強度計算
a. 記号の定義
ネット，ワイヤロープ及び接続治具（支持部，固定部）の強度評価に用いる記号を表6-2 に示す。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

表 6-2 ネット，ワイヤロープ及び接続治具（支持部，固定部）の強度評価に用いる記号(1/3)
記号

単位

定義

ａｗ

mm

ＡＣ

mm

２

Ｅｆ

kJ

設計飛来物衝突時にネットに作用するエネルギ

ＥｉkJ

ｉ番目の列におけるネットの吸収可能エネルギ

Ｅｍａｘ

kJ

ネット設置枚数ｎを考慮した限界吸収エネルギ

ＥｔkJ

ネット設置枚数ｎを考慮したネットに作用する全エネルギ

Ｅｗ

kJ

自重及び風圧力によりネットに作用するエネルギ

Ｆ２kN

設計飛来物衝突時にネット目合い1箇所が受ける衝撃荷重の最大値

ＦａkN

設計飛来物衝突時にネットが受ける最大衝撃荷重

Ｆ ａ’

kN

Ｆｉ

kN

Ｆｐ

kN

Ｆｐ１

kN

Ｆｐ２

kN

Ｆｘ

kN

Ｆｙ

kN

Ｆｗ

kN

自重及び風圧力によりネットに作用する荷重

Ｋｘ

kN/m

ネット設置枚数を考慮したネット1目合いの展開方向の1列の等価剛性

Ｌ

mm

面取り長さ

Ｌｂ

mm

変形前のワイヤロープ長さ

ＬＰｒ

mm

アイプレートの有効抵抗幅

取付けプレート溶接部ののど厚
隅角部固定ボルトの断面積

設計飛来物衝突時にネットが受けるオフセット衝突を加味した最大衝撃荷重設計飛来物衝突時のｉ番目の列における作用力
設計飛来物がネットに衝突する際ワイヤロープから隅角部へ作用する
合成荷重
設計飛来物がネットに衝突する際に1本目のワイヤロープから隅角部へ作用する合成荷重
設計飛来物がネットに衝突する際に2本目のワイヤロープから隅角部へ作用する合成荷重
設計飛来物がネットに衝突する際ワイヤロープから隅角部へ作用する
Ｘ方向の合成荷重
設計飛来物がネットに衝突する際ワイヤロープから隅角部へ作用する
Ｙ方向の合成荷重37NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

表 6-2 ネット，ワイヤロープ及び接続治具（支持部，固定部）の強度評価に用いる記号(2/3)
記号

単位

定義

Ｌｐｗ

mm

溶接部の有効長さ

Ｌｐ１

mm

アイプレート長さ（縦方向）

Ｌｐ２

mm

アイプレート長さ（横方向）Ｌｓmm

直線区間のワイヤロープの変形後の長さの合計

Ｌｘ

m

Ｌｙ

m

Ｌ ｙ’

m

飛来物衝突の影響範囲

Ｌｚm

ワイヤロープの全長ｍ

kg

設計飛来物の質量ｎ枚

ネット設置枚数ｎ１個

飛来物の衝突位置周辺のネット1枚当たりの目合いの個数ｎ２本

隅角部固定ボルト本数

Ｎｙ個

ネット展開直角方向目合い数

Ｐｗ

kN

ネットの自重により作用する荷重

Ｓ

mm

すみ肉厚さ

Ｓｘ

mm

ネット展開方向と平行に配置したワイヤロープの変形後の長さ

Ｓｙmm

ネット展開方向と直交するワイヤロープの変形後の長さ

Ｖ

m/s

設計飛来物の飛来速度

Ｔ’

kN

設計飛来物のネットへの衝突によりネットに発生する張力

Ｔ １’

kN

設計飛来物のネットへの衝突によりワイヤロープに発生する張力

Ｔ １”

kN

補助金網を支持しているワイヤロープに発生する張力

Ｔｘ

kN

Ｔ ｘ’

kN

Ｔｙ

kN

Ｔ ｙ’

kN

Ｗｗ

kN

Ｚ

3

ネット展開方向寸法 （吸収エネルギ，破断及びたわみ設計が安全側となるよう考慮する。）
ネット展開直角方向寸法 （吸収エネルギ，破断及びたわみ設計が安全側となるよう考慮する。）

mm

設計飛来物のネットへの衝突により展開方向のワイヤロープから発生す
るＸ方向の荷重
設計飛来物のネットへの衝突により展開直角方向のワイヤロープから発生するＸ方向の荷重
設計飛来物のネットへの衝突により展開方向のワイヤロープから発生す
るＹ方向の荷重
設計飛来物のネットへの衝突により展開直角方向のワイヤロープから発生するＹ方向の荷重
風圧力による荷重
溶接部断面係数38

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

表 6-2 ネット，ワイヤロープ及び接続治具（支持部，固定部）の強度評価に用いる記号(3/3)
記号

単位

定義

ε

－

ワイヤロープのひずみ量δm

設計飛来物衝突時のネットの最大たわみ量δ’m

変形によるワイヤロープ伸び量δａm

自重及び風圧力による荷重によるたわみ量

δｉm

設計飛来物衝突時のｉ番目の列におけるネットのたわみ量δＬm

直線区間のワイヤロープのたわみ量δｔm

ネットとワイヤロープの合計たわみ量δｗm

ワイヤロープのたわみ量δｗｘm

ネット展開方向に平行に配置したワイヤロープの変形後のたわみ量δｗｙm

ネット展開方向に直交に配置したワイヤロープの変形後のたわみ量θdeg

設計飛来物衝突時のネットのたわみ角

θｗ1

deg

ネット展開方向にワイヤロープのたわみ角

θｗ2

deg

ネット展開直角方向にワイヤロープのたわみ角

θｘ

deg

設計飛来物衝突時のネット展開方向に平行のネットたわみ角

θｙ

deg

設計飛来物衝突時のネット展開直角方向に平行のネットたわみ角

σｓ

MPa

隅角部固定ボルトに発生するせん断応力

τｗ

MPa

溶接部に発生するせん断応力

b. 吸収エネルギ評価
吸収エネルギ評価においては，電中研評価式を参照して，ネットが異方性材料であることを考慮した吸収エネルギ算出のモデル化を行い，設計飛来物による衝突荷重，風圧力による荷重及び自重によるエネルギを算出する。
評価においては，複数枚の重ね合わせたネットを一体として考えたモデルにて評価を実施する。
（5.3）式より，Ｅｍａｘは以下のとおりである。
Ｎｙ

Ｅｍａｘ＝

2

2・Ｋｘ・δｉ －Ｋｘ・Ｌｘ

2

2

4・δｉ ＋Ｌｘ －Ｌｘ

ｉ1

自重及び風圧力による荷重によりネットに作用する荷重は，ネット全体に等分布荷重として作用するものであるため，実現象に合わせネット展開直角方向に対しては荷重が等分布となるよう作用させる。一方，ネット展開方向に対しては，評価モデル上の制約により均一に荷重を作用させることが困難であるため，ネットに作用するエネルギ量が保守的に大きくなるよう，Ｆｗがすべてネット展開方向Ｌｘの中央に作用したとして，ネットにかかる作用力の式を用いて 1 列当たりの自重及び風圧力による荷重によりネットが受けるエ
ネルギを算出し，列数倍することでネット全体が自重及び風圧力による荷重により受けるエネルギを算出する。
39

評価条件であるＫｘ及びＬｘ並びに自重及び風圧力による荷重から算出するＦｗを（5.1）
式のＦｉに代入して数値計算を実施することにより，自重及び風圧力による荷重によるたわみ量 δａが算出される。

Ｆｗ＝Ｎｙ・4Ｋｘ・δａ 1－

Ｌｘ
4・δａ＋Ｌｘ2

ただし，Ｆｗ＝Ｐｗ＋Ｗ ｗ
上式にて算出したδａを（5.3）式において，展開方向の 1 列当たりの自重及び風圧力による荷重によりネットが受けるエネルギを列数倍する以下の式に代入することにより，自重及び風圧力による荷重によりネットが受けるエネルギＥｗが算出される。
2

Ｅｗ＝Ｎｙ 2・Ｋｘ・δａ －Ｋｘ・Ｌｘ

2

2

4・δａ ＋Ｌｘ －Ｌｘ

設計飛来物の衝突によりネットに作用するエネルギＥｆとしては，衝突時の設計飛来物

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0の運動エネルギとして，以下より求められる。
1
Ｅｆ＝ ・ｍ・Ｖ2
2

設計飛来物の飛来速度は，ネットの設置方向により，水平設置の場合は鉛直の飛来速度，
鉛直設置の場合は水平の飛来速度にて算出する。斜め方向から衝突した場合の飛来速度の
水平方向速度成分及び鉛直方向速度成分は，評価に用いる水平最大飛来速度及び鉛直最大
飛来速度を下回る。また，設計飛来物がネットの設置方向に対して斜め方向から衝突する
場合は，設計飛来物が衝突後に回転し，ネットと設計飛来物の衝突面積が大きくなるため，ネットに局部的に作用する荷重は小さくなる。したがって，設計飛来物の衝突方向は，ネットに局部的に作用する荷重が大きくなるようにネットに対して垂直に入射するものとし，
その飛来速度はネットの設置方向に応じ，水平設置の場合は鉛直最大飛来速度，鉛直設置の場合は，水平最大飛来速度を用いる。
以上から，ネット設置枚数ｎを考慮したネットに作用する全エネルギＥｔが以下のとおり算出される。
Ｅｔ＝Ｅｆ＋Ｅｗ

・・（5.4）c. 破断評価(a) ネットの引張荷重評価
防護ネットに飛来物が衝突した際に生じる衝撃荷重の最大値Ｆａは，「2.3荷重及び荷重の組合せ」にて算出した（2.8）式のたわみ量と飛来物による衝撃荷重の関係式
を用いて算出する。
設計飛来物の衝突による荷重に加え，自重及び風圧力による荷重を考慮するため，
ＥｆをＥｔと置き換えて，（2.8）式より，

40

Ｆａ＝

8 ・ Ｅｔ
3 ・δとなる。
Ｅｔとしては，（5.4）式により設計飛来物による運動エネルギＥｔ並びに自重及び風圧力による荷重によりネットが受けるエネルギＥｗから算出したネットに作用する全エ
ネルギ量を代入する。δとしては，たわみ評価で算出する設計飛来物が衝突する場合のネットの最大たわみ量を代入し，Ｆａを算出する。
ここで，オフセット衝突による衝撃荷重の増加分による係数を考慮し，衝撃荷重の最大値Ｆａ’は，と算出される。
(b) ワイヤロープの破断評価

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

破断評価における衝撃荷重と，ネットとワイヤロープの接続構造からワイヤロープに作用する荷重を導出する。
ワイヤロープの設計において，ワイヤロープに発生する荷重として以下を考慮する。
① ネットの自重により作用する荷重② 風圧力によりネットに作用する荷重③ 設計飛来物の衝突によりネットに作用する衝撃荷重
防護ネットは，電中研報告書と同様に 2 本のワイヤロープをＬ字に設置し，さらにワイヤロープが緩衝材により拘束されない構造としており，衝突試験における実測値が包絡されることを確認している評価式を用いて評価を実施する。
自重，風圧力による荷重及び設計飛来物による衝撃荷重によりネットに作用する衝撃荷重の最大値Ｆａ’が集中荷重として作用するとしてモデル化すると，設計飛来物が衝突する場合の設置枚数ｎを考慮したネットに発生する張力の合計である張力Ｔ’は，図6-1 に示すネットに発生する力のつりあいより以下のとおり算出され，各辺のワイヤロープが結合されていることから張力が一定となるため，ワイヤロープ 1 本が負担する張力はＴ'と設定する。
2

Τ’
＝

Ｆａ’
2sinθ

ただし，θは以下の式で求められる。
θ＝tan－1

2・δ
Ｌｘ

ネットに発生する力のつりあいを図 6-1 に示す。

41

θ

張 力 の 合 計

張 力 の 合 計

Ｔ’

Ｔ’

衝撃荷重 Ｆａ’

図 6-1 ネットに発生する力のつりあい

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

ネットをｎ枚重ねて設置する場合，1 枚のネットのワイヤロープ 1 本に発生する張力の最大値Ｔ1’は，

Ｔ1’＝

Ｔ’ Ｆａ’＝
24sinθ

と算出される。
さらに，ワイヤロープが支持する防護ネットの枚数を考慮する。上段のワイヤロープには補助金網が設置されており，2 枚のネットを支持しているため，下段のワイヤロー
プより大きな荷重が作用することとなるため，補助金網設置に伴う荷重の分担を考慮する。
電中研報告書によると，補助金網を設置している上段のワイヤロープには，補助金網を設置していないワイヤロープに比べ，1.5 倍の張力が発生していることが確認されている。このことから，上段のワイヤロープは，下段のワイヤロープに比べ，補助金網の影響により 1.5 倍の張力が発生しているものとし，その影響を考慮する。補助金網を支持しているワイヤロープに発生する張力Ｔ1’は，

Ｔ1’＝

Ｔ’ Ｆａ’
1.5＝・
24sinθ 1.5 1

ネットに対して設計飛来物がオフセット衝突した場合においても，各ワイヤロープに対して均等に張力が発生することが衝突試験により確認されており，算出結果は設計飛来物の衝突位置によらず適用可能である。

42

(c) 接続治具（支持部）の破断評価
イ.ターンバックル
ターンバックルは，ワイヤロープの引張荷重が作用する場合においても，許容値を満足すること確認することから，引張荷重の最大値として，ワイヤロープに発生する張力
Ｔ１’により評価を実施する。
ロ.シャックルシャックルは，ワイヤロープの引張荷重が作用する場合においても，許容値を満足することを確認することから，引張荷重の最大値として，ワイヤロープに発生する張力
Ｔ1’により評価を実施する。
(d) 接続治具（固定部）の破断評価
イ.隅角部固定ボルト
ワイヤロープは，設置するネット枚数に応じて設置するため，隅角部固定ボルトにかかる応力は，ネット枚数ごとに評価する。
ここで，ワイヤロープはたわみにより鋼管に対してθｗ１，θｗ２のたわみ角を有する

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

ことから，隅角部へ作用する荷重にはこのたわみ角を考慮する。鉛直方向成分は，水平方向成分のように溶接部に対する有意な荷重ではないことから，面内荷重で評価する。
ネットのたわみとワイヤロープのたわみ角の関係を図 6-2 に示す。

43

Ｔｙ＝

Ｔｘ＝Τ１’・cosθｗ１

Τ１’・sinθｗ１・cosθ

ネットのたわみ角θｙワイヤロープのたわみ角θｗ1
Τ １’

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

ネット

ワイヤロープＴｘ’＝Τ１’・sinθｗ2・cosθｘ
ネットのたわみ角θｘＴｙ’＝Τ１’・cosθｗ２

ワイヤロープのたわみ角θｗ2
Τ １’
ネット
ワイヤロープ

図 6-2 ネットのたわみとワイヤロープのたわみ角の関係

44

鋼管の荷重状態を図 6-3，隅角部固定ボルトの荷重状態を図 6-4 に示す。

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

図 6-3 鋼管の荷重状態

図 6-4 隅角部固定ボルトの荷重状態
隅角部固定ボルトに発生するせん断応力を力の釣合いの関係から以下の評価式を用いて算出する。
ネット展開方向ワイヤロープから発生する各方向の荷重，Ｔｘ及びＴｙは，以下のとおりとなる。

Ｔｘ＝Ｔ１’
sinθｗ１・cosθｘ
Ｔｙ＝Ｔ１’
cosθｗ１
ただし，θｘ ，θｗ１は以下の式で求められる。

θｘ＝tan －1

2 ・δ
Ｌｘ

45

1

θｗ１＝cos －1

δｗ
Ｌｘ

1＋16

2

また，ネット展開直角方向ワイヤロープから発生する各方向の荷重，Ｔｘ’及びＴｙ’は以下の関係となる。

Ｔｘ’
＝Ｔ１’
sinθｗ ２・cosθｘＴｙ’＝Ｔ１’
cosθｗ２
ただし，θｘ ，θｗ２は以下の式で求められる。

2 ・δ
Ｌx

θx＝tan－11NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0θｗ2＝cos－1

δ
1＋16 ｗy
Ｌy

2隅角部へ作用するＸ方向及びＹ方向への合成荷重は

Ｆｘ＝Ｔｘ ＋Ｔｘ’
Ｆｙ＝Ｔｙ ＋Ｔｙ’
より求まる。
1 本目のワイヤロープから隅角部へ作用する合成荷重は
22

Ｆｐ１＝ Ｆｘ ＋Ｆｙより求まる。

2 本目のワイヤロープから隅角部へ作用する合成荷重はＦｐ２＝ Ｆｐ１1.5より求まる。
ワイヤロープから隅角部へ作用する合成荷重ＦｐはＦｐ＝Ｆｐ１＋Ｆｐ２
以上より，隅角部固定ボルトに発生するせん断応力σｓは，

σｓ

Ｆｐ
Ａｃ ｎ２

ロ. アイプレート
設計飛来物が防護ネットに衝突する場合にネット取付部への衝撃荷重Ｔ1’は，ワイヤロープの引張荷重として作用し，すみ肉溶接部にはせん断応力が発生するため，せん
断応力評価を実施する。アイプレートの荷重状態を図 6-5 に示す。
46

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

図 6-5 アイプレートの荷重状態
溶接部の有効脚長Ｌｐｗは，
Ｌｐｗ ＝Ｌｐ １ －Ｌ－ 2・ Ｓ＋Ｌ ｐ ２ －Ｌ－ 2・ Ｓ

溶接部に発生するせん断応力τｗは，
τｗ＝

Τ
2・ ａｗ・ Ｌｐｗ

ここで溶接部ののど厚ａｗは以下の式で求められる。
ａｗ＝

Ｓ
2

d. たわみ評価(a) ネットのたわみ量の算出
ネットの変位量と吸収エネルギとの関係は，「5.1.2(2) 限界吸収エネルギの算定」の（5.2）式のとおり，以下の式にて導出される。
2

Ｅｉ＝2・Ｋｘ・δｉ －Ｋｘ・Ｌｘ

2

2

4・δｉ ＋Ｌｘ －Ｌｘ

ここで，Ｋｘ及びＬｘは定数であるため，
Ｎｙ

Ｅｉ＝Ｅｔ
ｉ＝1

とすることで，ネットへの付加エネルギに応じたたわみ量δを算出することができる。

47

(b) ワイヤロープのたわみ量を含めた防護ネットのたわみ量の算出
ワイヤロープのたわみ量は，ネット張力によりワイヤロープが放物線状に変形するとし，「6.1(3)c. ワイヤロープ，ターンバックル及びシャックルの破断評価」に示す方法を用いて算出されるワイヤロープに発生する張力及びワイヤロープの引張試験結果（荷重－ひずみ曲線）から変形後のワイヤロープ長さを求めることで導出する。

Τ１＝Ｆａ4ｎ・sinθ

また，ワイヤロープの初期張力は小さくワイヤロープのたわみ量の算出において有意ではないため計算上考慮しない。
以下に示す計算方法を用いて算出されるワイヤロープに発生する張力からワイヤロー
プのひずみ量εが算出される。よって，変形によるワイヤロープの伸び量δ’は，以下のとおり算出される。

δ’＝Ｌｚ・εNT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

ワイヤロープの変形図を図 6-6 に示す。設計飛来物の衝突によりワイヤロープは放物線状に変形すると，変形後のワイヤロープ長さＬｓは放物線の弦長の式を用いて以下のとおり表される。
変形前ワイヤロープ長さＬｂ
ワイヤロープ
たわみ量δｗ
変形後ワイヤロープ長さ Ｌｓ
図 6-6 ワイヤロープの変形図

2

1
Ｌｂ
2
2
Ｌｓ＝
Ｌｂ ＋ 16・ δｗ ＋
ln
2
8・ δｗ

2

4・ δｗ ＋ Ｌｂ ＋ 16・ δｗ
Ｌｂ

2

また，ワイヤロープはネットのアスペクト比により，変形形状が異なる。ネット及びワイヤロープ変形図（展開方向が長い場合）を図 6-7，ネット及びワイヤロープ変形図（展開方向が短い場合）を図 6-8 に示す。
「展開方向寸法＞展開直角方向寸法」の場合は，飛来物の衝突によるネット変形がネット全体に及ぶため図 6-7 にとおり 4 辺のワイヤロープが変形する形状となり，「展開方向寸法＜展開直角方向寸法」の場合は，ネット変形がネット展開方向長さの範囲に制限されるため，図 6-8 にとおりネット展開直角方向のワイヤロープのみが変形する形状
となる。

48

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

ネット展開直角方向 Ｌｙ

ネット展開方向 Ｌｘ

ネット＋ワイヤロ
ープたわみ量δｔ

ネット
たわみ量δ
展開方向
θｙ

θｘ

ネットたわ
み量δ

ワイヤロープ
たわみ量δｗｙ

ワイヤロープ
たわみ量δｗｘ
ネット＋ワイヤロープたわみ量δｔ

図 6-7 ネット及びワイヤロープ変形図（展開方向が長い場合）
Ｌｘ

Ｌｙ

展開方向

衝突影響範囲Ｌｙ’＝Ｌｘ

ネットたわみ量δ

θｘ
δｗｙ

ネット＋
ワイヤロープたわみ量δｔ

図 6-8 ネット及びワイヤロープ変形図（展開方向が短い場合）
49よって，ネットのアスペクト比に応じ，ワイヤロープたわみ量を含めた防護ネットのたわみ量の算出を行う。
展開方向寸法＞展開直角方向寸法の場合，図 6-7 のとおり，ネット展開方向と平行に配置したワイヤロープの変形後の長さをＳｘ，ネット展開方向と直交するワイヤロープの変形後の長さをＳｙとすると，Ｓｘ及びＳｙはそれぞれδｗｘ，δｗｙの関数であり，ワイヤロープ伸び量δ’は，

δ’＝ Ｓｘ δｗｘ －Ｌｘ ＋ Ｓｙδｗｙ －Ｌｙと表される。
また，ネット展開方向と平行な断面から見たたわみ量と，ネット展開方向と直交する断面から見たたわみ量は等しいことから，
2

δｔ＝

Ｌｘ
Ｌ
δｗｙ ＋
－ ｘ
2cosθｘ
2

2

＝

Ｌｙ
δｗｘ ＋
2cosθｙ

2

Ｌ
－ ｙ
2

2

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0と表され，ワイヤロープたわみ量δｗｘ及びδｗｙを導出することができ，同時にワイヤロープたわみ量を含めた防護ネットのたわみ量δｔが算出される。
展開直角方向寸法＞展開方向寸法の場合，図 6-8 より，ワイヤロープ伸び量δ’が，Ｌｙの範囲に集約されて変形する。展開直角方向寸法＞展開方向寸法の場合における，
ワイヤロープの変形図を図 6-9 に示す。
ワイヤロープは，飛来物の影響範囲（Ｌｙ’)にのみ分布荷重が発生するため放物線状となり，その両端部は放物線状に変形したワイヤロープからの引張力のみが作用する
ため，両端部の接線がそのままネット端部まで延長される形となる。
(Ｌｙ - Ｌｙ')/2

Ｌｙθ

(Ｌｙ - Ｌｙ')/2

δＬ
θ
δｗ

直線区間

放物線区間

δｗｙ

直線区間

図 6-9 ワイヤロープの変形図
ネット展開方向と直交するワイヤロープの変形後の長さをＳｙとすると，Ｓｙはδｗの関数であり，

Ｓｙ＝Ｓｙδｗと表される。
また，直線区間のワイヤロープの変形後の長さの合計Ｌｓは，
50

Ｌ －Ｌｙ’Ｌｓ＝ ｙcosθと表される。
Ｌｙ（展開方向に直交する辺）の変形後のワイヤロープ長さＳｔは，

Ｓｔ＝Ｌｙ＋δ’と算出されることから，

Ｌｙ＋δ’＝Ｓｙ＋Ｌｓ
Ｌ －Ｌｙ’＝Ｓｙδｗ ＋ ｙcosθとなり，Ｌｙ，Ｌｙ’，δ’，θは定数であることから，放物線区間のワイヤロープ
たわみ量δｗを導出することができる。
また，直線区間のワイヤロープのたわみ量δＬは，

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0

Ｌ －Ｌｙ’
δＬ＝ ｙtanθ
2と算出されることから，放物線区間，直線区間を含むワイヤロープ全体のたわみ量が，

δｗｙ＝δｗ＋δＬと算出される。
2ＬｘＬδｔ＝ δｗｙ＋－ ｘ
2cosθｘ22より，ワイヤロープたわみ量を含めた防護ネットのたわみ量δｔが算出される。

51

7.

適用規格
竜巻の影響を考慮する施設の強度評価に用いる適用規格は，Ⅴ-1-1-2「発電用原子炉施設の自然現象等による損傷防止に関する説明書」のうちⅤ-1-1-2-3-1「竜巻への配慮に関する基本方針」
による。
これらのうち，防護対策施設の強度設計に用いる規格，基準等を以下に示す。
・「発電用原子力設備規格

設計・建設規格 ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１-2005/2007」（（社）日本機械学会
・「原子力発電所耐震設計技術指針 重要度分類・許容応力編 ＪＥＡＧ４６０１・補-1984」（社）日本電気協会
・「原子力発電所耐震設計技術指針 ＪＥＡＧ４６０１-1987」（社）日本電気協会
・「原子力発電所耐震設計技術指針 ＪＥＡＧ４６０１-1991 追補版」（社）日本電気協会
・日本工業規格(ＪＩＳ)・「建築物荷重指針・同解説」（社）日本建築学会(2004 改定)
・「鋼構造設計規準－許容応力度設計法－」（社）日本建築学会(2005 改定)

NT2 補② Ⅴ-3-別添 1-2 R0E

・「鋼構造接合部設計指針」（社）日本建築学会(2012 改定)
・「小規模吊橋指針・同解説」（社）日本道路協会
・Methodology for Performing Aircraft Impact Assessments for New Plant Design（Nuclear Energy Institute 2011 Rev8 (ＮＥＩ07-13)

52