資料2-1
柏崎刈羽原子力発電所6号及び7号炉審査資料
資料番号
KK67-0100 改07
提出年月日
平成28年6月30日

柏崎刈羽原子力発電所 6号及び7号炉地震による損傷の防止について（補足説明資料）

平成28年7月
東京電力ホールディングス株式会社

目次
Ⅰ．耐震評価対象の網羅性，既工認との手法の相違点の整理について
Ⅰ－１ 耐震評価対象の網羅性について
1．申請施設の網羅性，代表性について
Ⅰ－２ 既工認との手法の相違点の整理について
1．建屋及び原子炉の地震応答解析モデルの高度化について
別紙 1 原子炉建屋の地震応答解析におけるコンクリート実剛性の採用について
別紙 2 地震応答解析モデルにおける補助壁の評価方法について
別紙 3 建屋側面地盤回転ばねを考慮することの妥当性について
別紙 4 原子炉本体基礎の復元力特性について
2．既工認実績のない規格・手法の適用性について
2-1 原子炉格納容器コンクリート部の応力解析における弾塑性解析の採用について
2-2 土木構造物の解析手法および解析モデルの精緻化について
2-3 使用済燃料貯蔵ラックの減衰定数について
3．その他手法の相違点等について
3-1 原子炉建屋屋根トラス及び排気筒の評価モデルについて
3-2 機器・配管系の減衰定数について
4．機器・配管系の設備の既工認からの構造変更について
下線部：今回ご提出資料

目次-1

別紙４

原子炉本体基礎の復元力特性について目次
1

はじめに・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・1

2 RPV ペデスタルの設計概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・3(1) RPV ペデスタルの構造・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・3(2) RPV ペデスタルの設計フロー及び今回工認の変更点・・・・・・・・・・・5(3) 地震応答解析・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・6(4) RPV ペデスタルの構造強度評価・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・7
3

4

詳細化の目的と効果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・8
3.1

詳細化の目的・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・8

3.2

詳細化の効果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・10

詳細化の検討方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・12(1) 概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・12(2)

今回工認の検討範囲・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・13(3) スケルトンカーブの評価方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・14(4) 妥当性確認が必要な評価上の仮定・・・・・・・・・・・・・・・・・・・20(5) 妥当性の確認方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・20
5

復元力特性の設定方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・21
5.1

SC 規程を参考にした設定方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・21(1) SC 規程を参考にした設定方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・21(2) SC 規程を参考にした RPV ペデスタルの復元力特性の検討手順・・・・・・・23
5.2 RPV ペデスタルの構造の特徴の抽出及び構造に応じた追加検討事項・・・・・24
5.3

スケルトンカーブの設定方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・26(1) 地震応答解析における RPV ペデスタルのモデル化・・・・・・・・・・・・26(2) 曲げに対する弾塑性特性を考慮したスケルトンカーブ設定方法・・・・・・31(3) せん断に対する弾塑性特性を考慮したスケルトンカーブ設定方法・・・・・42
5.4構造の特徴に応じた追加検討事項の妥当性・・・・・・・・・・・・・・・・56(1) 妥当性の確認対象・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・56(2) 確認方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・57(3) 確認結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・59
6

スケルトンカーブの作成・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・627

履歴特性の設定・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・83(1) 検討目的・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・83(2)

検討方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・83(3)

検討ケース・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・83(4) 検討結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・86

8

まとめ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・88

9

参考文献・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・88

添付資料-1：RPV ペデスタルの復元力特性に用いるコンクリート強度の取り扱い
添付資料-2：地震応答解析モデルにおける RPV ペデスタルの減衰定数添付資料-3：SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ導出過程
添付資料-4：SC 規程を参考に作成したスケルトンカーブに基づく試験体の荷重変位特性の作成方法
添付資料-5：既往試験の概要，信頼性及び実機への適用性
添付資料-6：復元力特性の設定における温度に応じた材料物性値の設定方法
添付資料-7：コンクリートせん断ひび割れ後の RPV ペデスタルの支持性能
添付資料-8：RPV ペデスタル円筒部の構造強度評価
添付資料-9：スケルトンカーブの近似方法
添付資料-10：RPV ペデスタル復元力特性の折線近似の影響検討
添付資料-11：コンクリートせん断ひび割れ後の剛性評価の理論式
参考資料-1：隔壁方式の鋼板コンクリート構造に関する理論式と試験結果の比較
参考資料-2：圧縮ストラット角度の変化による地震荷重への影響

1

はじめに
柏崎刈羽原子力発電所 6 号及び 7 号炉の原子炉本体基礎（以下，「RPV ペデスタル」という）は，鋼板とコンクリートで構成されており，構造強度上は，鋼板によって地震等の荷重に耐える鋼構造として設計している。コンクリートは放射線の遮蔽を目的として内部に充填しており，構造強度部材として期待していない。
一方で，地震時の振動特性を考慮するとコンクリートは無視できないものであり，RPV
ペデスタルの地震応答解析モデルとしては，コンクリートの剛性及び重量もモデルに取り込んでいる。
地震応答解析は，原子炉建屋と RPV ペデスタルを連成させて行っている。6 号及び 7号炉の建設時工認（以下，「既工認」という）で用いた基準地震動のレベルは小さく，地震応答は概ね弾性領域に入っていたことから，原子炉建屋及び RPV ペデスタルともに剛性一定の線形仮定としていた。
しかしながら，今回工認では基準地震動のレベルが増大し，地震応答が弾性領域を超えることから，原子炉建屋の地震応答解析モデルは，適正な地震応答に基づく評価を行うためコンクリートの剛性変化を考慮した非線形解析モデルを採用することとしている。
そのため，仮に RPV ペデスタルを既工認のまま線形仮定として地震応答解析を実施す
ると，本来は RPV ペデスタルも原子炉建屋と同様に剛性が変化するものであるが，計算上は剛性一定として扱うことになるため，連成させている原子炉建屋と RPV ペデスタルの荷重分担のバランスが実態と大きく異なることとなる。
従って，より現実に近い適正な地震応答解析を実施する観点から，原子炉建屋と連成させる RPV ペデスタルについても原子炉建屋と同様に，従来の既工認で用いていた線形解析モデルを詳細化した非線形解析モデルを導入することとする。
非線形解析モデルの評価は，鉄筋コンクリートの評価手法として実績のある手法に加え，鋼板とコンクリートの複合構造としての特徴に留意した既往の知見を参考にして行い，実物の RPV ペデスタルを模擬した試験体による加力試験結果を用いてその妥当性を確認するものとする。
構造強度設計は，今回工認においても既工認と同様に，鋼板のみで地震等の荷重に耐える設計とする。なお，基準地震動 Ss による RPV ペデスタルの応答は鋼板の降伏点に対して大きな余裕を有する範囲にとどまる。
また，6 号及び 7 号炉の RPV ペデスタルの構造上の特徴は同一であることから，本手法を両号炉の地震応答解析に適用する。
別紙 4-1

表 1-1 RPV ペデスタルの耐震設計に関する 6 号及び 7 号炉の既工認と今回工認の比較
6 号及び 7 号炉の既工認

地震応答解析

今回工認

原子炉建屋と連成しモデル化

同左

剛性は鋼板及びコンクリートをともに考慮

同左
非線形解析※

線形解析
構造強度評価鋼構造として，鋼板のみで耐えるよう設計

同左

曲げモーメントＭ （×105kN・m）※コンクリートひび割れ後の剛性低下を考慮（鋼板は降伏に至らない範囲で設定。
）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

今回の検討範囲
今回の検討範囲
第２折点（鋼板の降伏）（鋼板の降伏）第１折点（鋼板の降伏）（コンクリートのひび割れ）（コンクリートのひび割れ）（コンクリートのひび割れ）

曲率 φ

（1/m）

図 1-1 今回工認の基準地震動 Ss に対する RPV ペデスタルの地震応答の例

別紙 4-2

2 RPV ペデスタルの設計概要(1) RPV ペデスタルの構造
RPV ペデスタルは，原子炉圧力容器を支持する他，原子炉遮蔽壁，ダイヤフラムフロアを支持する円筒状の構造物である。
（RPV ペデスタルの概略図は図 2.1-1 参照）
RPV ペデスタルの構造は，内外の円筒鋼板とそれらを一体化するための放射状のたてリ
ブ鋼板（隔壁），及び原子炉圧力容器ブラケットの支持部である水平配置の鋼板で構成され，内部にコンクリートを充填している※。RPV ペデスタル内には，上部ドライウェルと下部ド
ライウェルを連絡する連通孔を設けており，ベント管を内蔵している。

※RPV ペデスタルは当社 BWR プラントの初期では鉄筋コンクリート構造としていたが，柏崎刈羽原子力発電所においては施工性改善の観点から，内外の円筒鋼板の間にコンクリートを充填した構造を採用している。

別紙 4-3

上部ドライウェル

21 m
原子炉遮蔽壁

原子炉建屋概略断面図
34 m

連通孔

(RPV ペデスタル)

20.5 mA

A
下部ドライウェル

1.7 m

10.6 m

原子炉本体基礎
リングガーダ

内筒鋼板（板厚：30 mm）

たてリブ鋼板（隔壁）（板厚：25 mm）

外筒鋼板（板厚：30 mm）
ベント管（直径1.2 m）
充填コンクリート

A-A 断面図
図 2.1-1 RPV ペデスタル概略図

別紙 4-4

(2) RPV ペデスタルの設計フロー及び今回工認の変更点
RPV ペデスタルに作用する地震力は，原子炉建屋内の原子炉圧力容器，原子炉遮蔽壁，
RPV ペデスタル等の大型機器・構築物と原子炉建屋を連成させた地震応答解析モデルを用いて算定している。
地震時の振動特性を考慮すると RPV ペデスタルの鋼板内に充填したコンクリートは無視できないものであることから，RPV ペデスタルの地震応答解析モデルとしては鋼板に加えコンクリートの剛性及び重量もモデルに取り込んでいる。
既工認では RPV ペデスタルを剛性一定としてモデル化していたが，今回工認ではコンク
リートひび割れによる剛性変化を考慮し，より詳細なモデル化を行う。
構造強度評価では，地震力及びその他の荷重に対して鋼板内部に充填されたコンクリー
トの強度には期待せず，鋼板のみで概ね弾性状態で耐えるような設計とし，既工認からの変更はない。（図 2.1-2）

RPV ペデスタルのモデル化（鋼板＋コンクリート）

既工認：剛性一定の線形
詳細化の対象今回：剛性変化を考慮した
非線形

地震応答解析

その他荷重

地震荷重

鋼板のみを考慮した各評価部位の応力算定

規格・基準に基づく許容応力度以下であることを確認

図 2.1-2 RPV ペデスタルの設計フロー

別紙 4-5

(3) 地震応答解析
RPV ペデスタルの地震応答解析モデルは，原子炉建屋基礎版やダイヤフラムフロアを介して原子炉建屋から地震の入力があることを考慮して，建屋と RPV ペデスタルを連成させている。
（図 2.1-3）
このモデルを用いた地震応答解析により RPV ペデスタルに生じる地震荷重を算出する。

原子炉格納容器
原子炉建屋

原子炉遮蔽壁

原子炉圧力容器

ダイヤフラムフロア

RPV ペデスタル
原子炉建屋基礎版

図 2.1-3 地震応答解析モデルの例

別紙 4-6

(4) RPV ペデスタルの構造強度評価
RPV ペデスタルの構造強度評価は，(3)で述べた地震応答解析により得られた地震荷重を用いて行っており，評価部位は円筒部，ブラケット部及び基部アンカ部である。
（図 2.1-4）
このうち，円筒部とブラケット部については，鋼構造設計規準に準拠し鋼板のみで概ね弾性状態で耐えるように設計する。アンカ部は他プラントの工認で認可実績のある許容値により定着部コンクリート及びアンカボルト等が許容値を満足することを確認する。

原子炉遮蔽壁(RPV ペデスタル)

ブラケット部

円筒部

基部アンカ部

図 2.1-4 RPV ペデスタルの構造強度評価部位

別紙 4-7

3

詳細化の目的と効果

3.1

詳細化の目的既工認では地震動レベルが小さく，地震応答は概ね弾性領域と考えられたことから，原
子炉建屋及び RPV ペデスタルともに剛性一定の線形仮定としていた。
今回工認では既工認に比べ地震動レベルが増大していることから，原子炉建屋の地震応
答解析モデルに他プラントの工認で認可実績のある非線形解析モデルを採用する予定である。
RPV ペデスタルを既工認のまま変更せず線形とする場合，原子炉建屋がコンクリートのひび割れ点である第１折点を超え剛性低下した際（図 3.1-1 中の①）に，原子炉建屋と並列ばねを構成する RPV ペデスタルが過大な地震荷重を計算上受け持つこととなり，原子炉建屋と RPV ペデスタルの荷重分担のバランスが実態と大きく異なることとなる。
（図 3.1-1 中の②）
このように原子炉建屋を非線形，RPV ペデスタルを線形とした実態と大きく異なる条件を設計に取り入れることは，プラントの安全性向上に資するものとはならないと考えられる。
従って，より現実に近い詳細化した地震応答解析モデルを用いて，プラント全体の安全性向上を適切に行うことを目的として，RPV ペデスタルに対しても原子炉建屋と同様にコンクリートの剛性変化を考慮した復元力特性を導入する。
（図 3.1-1 中の③）

別紙 4-8図 3.1-1 地震力の増大に伴う RPV ペデスタルの応答増加の概念図

別紙 4-9

3.2

詳細化の効果RPV ペデスタルにコンクリ－トの剛性低下を考慮した復元力特性を導入することで，より現実に近い地震荷重を計算でき，原子炉建屋の地震荷重分担割合が増加し，RPV ペデス
タル荷重分担が減少した。
（表 3.2-1）
この地震荷重を用いて，既工認で許容値に対する裕度が最も小さいアンカボルトのコン
クリート定着部の構造強度評価を実施する場合，発生値が大きく低減する見通しである。
（表 3.2-2）
表 3.2-1 原子炉建屋と RPV ペデスタルの荷重分担の比較
モデル化方法地震動

RPV ペデスタル：非線形

RPV ペデスタル：線形（今回工認）

基準地震動 Ss
原子炉建屋

部位

原子炉建屋※１：非線形

原子炉建屋※１：非線形（原子炉格納容器

基準地震動 Ss
原子炉建屋

RPV
ペデスタル

部の荷重を含む）

モーメント[×103 kN・m]モーメントの分担割合※２
せん断力[×103 kN]
せん断力の分担割合※２（原子炉格納容器

RPV
ペデスタル

部の荷重を含む）

28,4002,000

28,9001,270

93.4 %

6.6 %

95.8 %

4.2 %

993

101

1,010

65

90.8 %

9.2 %

93.9 %

6.1 %（７号炉の例，暫定値）※１：原子炉建屋の地震応答解析モデルは，既工認と同様にコンクリート強度は設計基準強度とし，補助壁は剛性の算定に含めていない。
※２：原子炉建屋と RPV ペデスタルの合計を 100%とした場合の荷重の割合

別紙 4-10

表 3.2-2 基準地震動 Ss に対するアンカボルトの評価結果
評価部位

評価項目

モデル化方法

コンクリートシアコーン

原子炉建屋：非線形

定着部

強度

RPV ペデスタル：線形
原子炉建屋：非線形
RPV ペデスタル：非線形

発生値

許容値※１

[kN/4.5°]※２[kN/4.5°]※２

7,389

5,907

4,862

5,907

（７号炉の例，暫定値）※１：原子力発電所耐震設計技術指針 JEAG4601-1991 追補版に規定されるコンクリ
ート定着部の許容応力状態ⅣAS に該当する許容値※２：アンカボルトは全周 360°のベアリングプレートに，内側 80 本，外側 160 本配
置されており，最小ユニットである内側 1 本，外側 2 本に該当する角度が 4.5°となる。ここでは，4.5°あたりの引き抜き力を評価している。

図 3.2-1 RPV ペデスタルのアンカ部構造

別紙 4-114

詳細化の検討方針(1) 概要詳細化の検討は，RPV ペデスタルの地震応答解析における復元力特性を非線形とすることのみ行い，復元力特性の設定以外の項目については，既工認と同様の考え方に基づき評価を行う。
（表 4-1）
表 4-1 RPV ペデスタルの耐震設計に関する既工認と今回工認の比較
既工認

地震応答解析

原子炉建屋と連成しモデル化

同左

剛性は鋼板及びコンクリートをともに考慮

同左
非線形解析※

線形解析
構造強度評価

今回工認

鋼構造として，鋼板のみで耐えるよう設計

同左※コンクリートひび割れ後の剛性低下を考慮（鋼板は降伏に至らない範囲で設定。
）

別紙 4-12(2) 今回工認の検討範囲
RPV ペデスタルは，構造強度設計上鋼構造であり，概ね弾性状態で耐える設計思想であることから，今回の検討範囲は鋼板の降伏を表す第２折点までとし，第２折点以降の領域は設定しない。
RPV ペデスタルに弾塑性解析モデルを適用する場合，最大の地震荷重はコンクリートのひび割れを表す第１折点を少し超える程度であり，鋼板の降伏を表す第２折点に対しては

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

大きな余裕を有している。

○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

今回の検討範囲
今回の検討範囲
第２折点（鋼板の降伏）（鋼板の降伏）今回の検討範囲

第１折点（鋼板の降伏）（コンクリートのひび割れ）（コンクリートのひび割れ）（コンクリートのひび割れ）

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ （×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

今回の検討範囲
第２折点（鋼板の降伏）第１折点（コンクリートのひび割れ）

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係
図 4-1 曲げ及びせん断に対するスケルトンカーブの概念図
別紙 4-13(3) スケルトンカーブの評価方針
RPV ペデスタルは鋼構造の内部に，放射線遮蔽を目的としたコンクリートを充填した構造であり，地震応答解析においては鉄筋コンクリート構造（以下，「RC 構造」という）と同様にコンクリートと鋼板の複合構造物として直線近似した剛性を用いている。
RPV ペデスタルの弾塑性特性を考慮した復元力特性の設定は，曲げ及びせん断のそれぞれに対し，コンクリートのひび割れを表す第１折点と鋼板の降伏を表す第２折点を設定することにより行う。
ここでは，原子力発電所耐震設計技術指針 JEAG4601-1991 追補版に規定され，原子力発電所に多く適用されている RC 構造のスケルトンカーブ評価方法を参照しながら，RPV
ペデスタルのスケルトンカーブの評価方針を示す。
a. 曲げの第１折点
曲げの第１折点は，コンクリートに曲げひび割れが入ることにより剛性が変化する点であり，RC 構造も RPV ペデスタルもこの基本原則は共通である。
RC 構造の第１折点は，引張側コンクリートの応力がコンクリート引張強度に至るときのモーメント及び曲率を求めることにより評価している。
RC 構造の第１折点の評価は，コンクリートと鉄筋の断面性能を用いて算出しているのみであるため，RPV ペデスタルについても同様にコンクリートと鋼板の断面性能に応じて計算することが可能である。
b. 曲げの第２折点
曲げの第２折点は，鋼材の降伏により剛性が変化する点であり，RC 構造も RPV ペデス
タルもこの基本原則は共通である。
RC 構造の第２折点は，引張側の鉄筋が降伏に至るときのモーメント及び曲率を求めることにより評価している。
RC 構造の第２折点を評価する際は，コンクリートと鉄筋の断面性能を等価断面に置き換
えて評価をしているのみであるため，RPV ペデスタルについても同様にコンクリートと鋼板の断面形状に応じて計算することが可能である。

別紙 4-14

第１折点

第２折点

図 4-2 RC 構造と RPV ペデスタルの曲げに対する抵抗機構

別紙 4-15

c. せん断の第１折れ点
せん断の第１折点は，コンクリートにせん断ひび割れが入ることにより剛性が変化する点であり，RC 構造も RPV ペデスタルもこの基本原則は共通である。
RC 構造では，鉄筋がせん断抵抗にほとんど寄与しないため，第１折点はコンクリートの
せん断ひび割れ強度にコンクリートの断面積を乗じて評価している。
RPV ペデスタルは，鋼板がせん断抵抗に寄与することを踏まえ，コンクリートのせん断
ひび割れ強度にコンクリート断面積及び鋼板部の等価断面積（鋼板とコンクリートの剛性比を用いて算出）を乗じることで算出可能である。
d. せん断の第２折点
RC 構造及び RPV ペデスタルのコンクリートひび割れ後のせん断力に対する鋼材の抵抗機構は，RC 構造が縦横に配置された鉄筋の引張降伏機構であるのに対し，RPV ペデスタ
ルは鋼板のせん断引張の組合せ応力による降伏機構であり異なることから，RPV ペデスタ
ルのせん断第２折点を評価する際は，RC 構造とは別の知見が必要となる。
コンクリートひび割れ後の鋼材及びコンクリートの抵抗機構については，RC 構造物の場
合せん断ひび割れ角度を 45°として理論構築されている。
RPV ペデスタルについては，構造に応じたひび割れ角度を考慮する必要があり，この角度を仮定することで，鋼板及びコンクリートで構成された複合構造物に関する既往知見（3）に示されたコンクリートひび割れ後の荷重変形関係の理論式で評価可能である。
さらに，RPV ペデスタルの構造を模擬した試験体を用いた実験によりその仮定の妥当性を検証することで，RPV ペデスタルのせん断第２折点を算出可能である。

別紙 4-16

第１折点

第２折点

図 4-3 RC 構造と RPV ペデスタルのせん断に対する抵抗機構

別紙 4-17

d.に示したせん断の第２折点の設定を除いては，RC 構造の評価方法や構造力学の基本原則に基づきスケルトンカーブを評価することが可能ではあるが，これら a.～d.の内容を網羅した評価方法が鋼板コンクリート構造耐震設計技術規程（JEAC4618-2009，以下「SC 規程」という）にまとめられていることから，RPV ペデスタルの弾塑性挙動を考慮した復元力特性の評価は，SC 規程を参考に行うこととする。
表 4-2 RC 構造と RPV ペデスタルのスケルトンカーブ評価式一覧（凡例は次ページ）

曲げ

第１
折点

第２
折点

せん断

第１

RC 構造

RPV ペデスタル（JEAG4601-1991）（SC 規程）

=

=

( +
/

)

・

[kgf・cm]=[1/cm]=/)[N・mm][1/mm]

・[N・mm]=[1/cm]=( +RC 構造と同様の考え方で評価が可能[kgf・cm]=

RC 構造と同様の考え方で評価が可能[1/mm]=

鋼板のせん断剛性の寄与分を考慮して同様の考

折点え方で評価が可能
=

=

+

/

[kgf/cm2]

[rad]

=

0.31√

=

/

・(0.31√+) ※ [N/mm2]

ただし，σB は Fc を用いて良い

=

[rad]
+

鋼板の面積を考慮

・

[N]

・

第２

コンクリートのせん断ひび割れ角度に応じたせ

折点

ん断ひび割れ後のコンクリート剛性 Kβ を求めることで評価が可能= 1.35=3[kgf/cm2]
[rad]

=
=

=

=

3

+

・

[N/mm2]

+

[rad]

+

[N]

・

4
・

・

1

+

2(1 −
・

)

[N]

※単位系が異なるため係数が異なるが，式の意味合いは RC 構造と同一である。

別紙 4-18

＜RC 構造＞：コンクリートの圧縮強度（kgf/cm2）
G：コンクリートのせん断弾性係数（kgf/cm2）：コンクリートのヤング係数（kgf/cm2）：縦軸応力度（kgf/cm2）（圧縮を正とする）：鉄筋を考慮した断面二次モーメント（cm4）：鉄筋を考慮した断面係数（cm3）= 1.2：コンクリートの曲げ引張強度（kgf/cm2）：引張鉄筋降伏時モーメント（kgf・cm）

ϕ：引張鉄筋降伏時曲率（1/cm）＜RPV ペデスタル＞：鋼板のせん断断面積（mm2）：コンクリートのせん断断面積（mm2）：鋼板のせん断弾性係数（N/mm2）：コンクリートのせん断弾性係数（mm2）：鋼板のヤング係数（N/mm2）′ ：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数で、コンクリートのヤング係数に0.7 を乗じた値を用いてよい（N/mm2）：鋼板のポアソン比：鋼板を考慮した鉛直方向軸応力度（圧縮を正、N/mm2）：鋼板のせん断剛性：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性：コンクリートの圧縮強度で設計基準強度 を用いてよい（N/mm2）：鋼板を考慮した断面二次モーメント（mm4）：鋼板を考慮した断面係数（mm3）：コンクリートの曲げ引張強度（N/mm2）：コンクリートのヤング係数（N/mm2）：鋼板降伏時モーメント（N・mm）
ϕ：鋼板降伏時曲率（1/mm）

別紙 4-19

(4) 妥当性確認が必要な評価上の仮定
SC 規程を参考に RPV ペデスタルの非線形挙動を考慮した復元力特性を評価する際，曲げの第１，第２折点及びせん断の第１折点の評価方法は，鋼材とコンクリートの複合構造物に対して，他プラントの既工認で認可実績のある RC 構造と同様の考え方に基づき評価が可能である。
従って，基本的な評価方法に関する論点は無いと言えるものの，RPV ペデスタルは一般的な壁と比較すると複雑な構造であることから，その構造の特徴を踏まえて設定した以下の仮定について妥当性を確認することとする。
・ベント管による開口に対する評価上の仮定
・複雑な形状によるコンクリ－トの不連続部に対する評価上の仮定
また，せん断の第２折点の評価方法については，SC 規程の参考文献となっている理論式を活用する際の，構造に応じたコンクリ－トのひび割れ角度の仮定について，妥当性を確認することとする。

(5) 妥当性の確認方針
RPV ペデスタルの構造を踏まえ設定したスケルトンカーブ評価上の仮定について，実機を模擬した試験体でその妥当性を確認する。

別紙 4-20

5. 復元力特性の設定方法
5.1

SC 規程を参考にした設定方針(1) SC 規程を参考にした設定方針
RPV ペデスタルは，鋼板円筒殻の内部にコンクリートを充填した構造であり，隔壁方式の鋼板コンクリート構造（以下，「SC 構造」という）に近い構造物である。
今回工認で採用する RPV ペデスタルの非線形特性を考慮した復元力特性は，SC 構造の耐震設計に関する民間規格である SC 規程に定められた復元力特性の評価方法を参考にすることにより設定する。
ただし，SC 規程はスタッド方式を前提としており，規程で取り扱われていない方式に対しては調査・検討を行うことで準用できるとされている。
RPV ペデスタルは隔壁方式に近い構造であることから，RPV ペデスタルの構造の特徴に応じた追加検討を行った上で SC 規程を参考にした復元力特性の設定を行うものとする。

（(1)より引用）
図 5.1-1

SC 構造の各種構造形式（例）

別紙 4-21

水平鋼板
打設孔
ベント管

B

B

A

A

1800

アクセス開口

連通孔

アクセス開口アクセストンネル

水平吐出管

ベースプレート

ベント管

ベースプレート

水平鋼板及び打設孔の例

たてリブ鋼板連通孔

中間鋼板

たてリブ鋼板A－A 断面B－B 断面図 5.1-2 RPV ペデスタルの構造概要
別紙 4-22

(2) SC 規程を参考にした RPV ペデスタルの復元力特性の検討手順
SC 規程を参考にした RPV ペデスタルの復元力特性を設定するために，RPV ペデスタルの構造の特徴を抽出し，それぞれの構造の特徴に対して，追加検討の要否を確認する。
RPV ペデスタルの構造の特徴のうち追加検討が必要なものに対しては，復元力特性の評
価式への反映方法について検討し，実機を模擬した試験体の加力試験結果を用いて検討事
項の妥当性を確認する。

RPV ペデスタルの構造の特徴を抽出【5.2 項】

構造の特徴に応じ否た検討の要否【5.2 項】
要追加の検討 【5.3 項】

追加の検討事項無し（復元力特性の評価式へ反映）

検討事項の妥当性確認 【5.4 項】（実機を模擬した試験体の加力試験結果を用いた確認）

図 5.1-3 RPV ペデスタルの復元力特性評価方法の検討手順

別紙 4-23

5.2 RPV ペデスタルの構造の特徴の抽出及び構造に応じた追加検討事項
RPV ペデスタルの構造の特徴を抽出し，各々に対する構造に応じた追加検討の要否について整理した結果を表 5.2 に示す。
RPV ペデスタルの構造の特徴のうち，以下の５点が構造に応じた追加検討が必要な項目であることから，5.3 項では，これらの特殊構造を復元力特性の評価方法へ反映する方法を検討する。
①隔壁方式の SC 構造に近い構造であり，SC 規程の前提としているスタッド方式と異なる。
②円筒型の SC 構造に近い構造であり，SC 規程の根拠としている試験結果に含まれていない。
③ベント管を内蔵しており，コンクリートに大きな断面欠損がある。
④コンクリート底面が，鋼製のベースプレートにより基礎マットと分断されている。
⑤水平鋼板内に，施工用のコンクリート打設孔が設けてある。

別紙 4-24

表 5.2 RPV ペデスタルの構造の特徴及び追加検討の要否
構造の特徴に応じた追加検討の要否
RPV ペデスタルの構造の特徴

○：要

理由

×：否
共通

隔壁方式

○

SC 規程（スタッド方式）とは一体化方式が異なる。
SC 規程は円筒型への適用を排除するもので円筒型○はないが，規程の根拠となっているデータが矩形断面であることから，念のため追加検討
を行う。

下部

RPV ペデスタルの内外円筒鋼板及び縦リブ

ベント管

ペデスタル

○

間に充填されたコンクリートに埋め込んだベ
ント管による大きな開口欠損がある。

水平吐出管

ベースプレート×○

SC 規程の開口の取り扱いに関する規定に準じることで追加の検討は不要である※１
基礎マットとの接続部がベースプレートにより分断されている。

アクセストンネル

×

※１と同じ

上部

連通孔

×

※１と同じ

ペデスタル

ベント取入孔

×

※１と同じ

中間鋼板

○

一体化方式の違いによる相違

水平鋼板

○

一体化方式の違いによる相違

水平鋼板のコンク
リート打設孔アクセス開口○×

打設孔部分のコンクリートの取り扱いについては，SC 規程に特に規定されていない。
※１と同じ

別紙 4-25

5.3

スケルトンカーブの設定方法(1) 地震応答解析における RPV ペデスタルのモデル化
RPV ペデスタルは隔壁方式の SC 構造に近い構造であり，図 5.3(1)-1 に示すように下部
ペデスタルと上部ペデスタルに大別できる。さらに，上部ペデスタルは中間鋼板を含む断面形状の違いから，以下に示す３部位に細分類できる。なお，下部ペデスタルにはベント管を内蔵している。
①下部ペデスタル②上部ペデスタル・RPV 支持点上部
・RPV 支持点下部
・ベント取入孔部
地震応答解析モデルにおいて RPV ペデスタルは図 5.3(1)-1 に示す質点を繋いだものとしてモデル化される。
（RPV ペデスタルの各断面における主要寸法は表 5.3(1)-1 参照。
）
下部ペデスタルは，質点番号 1～7 の各質点を繋ぐ曲げ変形及びせん断変形を考慮した６要素でモデル化している。
上部ペデスタルは，質点番号 7～11 の各質点を繋ぐ曲げ変形及びせん断変形を考慮した４要素から構成され，RPV 支持点上部では２要素，RPV 支持点下部では１要素及びベント取入孔部では１要素でモデル化している。
スケルトンカーブは，これらの要素ごとに曲げ及びせん断について設定する。
RPV ペデスタルは各断面で中間鋼板の有無やベント管による開口の有無といった構造の差異があるが，既工認では構造の差異について各要素で個別に考慮し剛性を算定している。
今回の非線形特性を考慮したスケルトンカーブの設定においても既工認同様に各断面の構造の差異を考慮し，複雑な断面形状を有する実機 RPV ペデスタルに対して，構造に応じた検討を行った上で SC 規程を参考にしてスケルトンカーブを求める。
（既工認と今回工認の剛性設定の比較表は表 5.3(1)-2 参照。
）
SC 規程を参考にした RPV ペデスタル実機の構造特性を踏まえた評価式を表 5.3(1)-3 に示す。また，曲げ及びせん断に対するスケルトンカーブ設定方法について本項(2)及び(3)に示す。
なお，スケルトンカーブ設定に用いるコンクリート強度は，既工認と同様に設計基準強度を用いることとするが，実強度を用いた影響評価も合わせて実施する。地震応答解析モ
デルに用いる減衰は既工認と同様に 5%とする。（添付資料-1,2）
別紙 4-26

Ｗ
Ｓ

Ｎ
Ｅ

9440
原子炉圧力容器
基礎ボルト

14000
中間鋼板
（t=30）

連通孔

外筒鋼板（t=30）
内筒鋼板（t=30）たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

原子炉圧力容器11

上部ペデスタル

10600
Ａ

14000
中間鋼板
（t=30）Ｂ

連通孔 Ｃ
たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

10600

外筒鋼板(ｔ＝30)

9

RPV 支持点下部

8
ベント取入孔部
7

Ｂ
Ｃ

6
Ｄ

T.M.S.L-8200

5

Ｄ

4
3
2
1

原子炉格納容器底部

14000
中間鋼板
（t=30）

Ａ

10

下部ペデスタル外筒鋼板（t=30） 内筒鋼板
（t=30）

RPV 支持点上部

ベント取入孔部
Ｃ－Ｃ断面

たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

内筒鋼板（t=30）

10600
14000
ベント管

外筒鋼板
(ｔ＝30)
内筒鋼板（t=30）

Ｄ－Ｄ断面

たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

図 5.3(1)-1 RPV ペデスタルと地震応答解析モデルの対応
別紙 4-27

表 5.3(1)-1 RPV ペデスタル各断面における主要寸法まとめ（６号及び７号炉）
項目
上部
ペデスタル

RPV 支持点
上部

RPV 支持点
下部

内径：9440mm
外径：14000mm
板厚：30mm
板厚：25mm
内径：9440mm
外径：14000mm
板厚：30mm
板厚：25mm－

円筒鋼板

4（中間鋼板含
む）

連通孔あり

隔壁
円筒鋼板

20（18°）
4（中間鋼板含む）

隔壁
連通孔

20（18°）
10（18°おきに開口部（連通孔）と無開口部が連続する構造）
3（中間鋼板含内径：10600mm
む）
外径：14000mm
板厚：30mm20（18°）
板厚：25mm3（中間鋼板含内径：10600mm
む）
外径：14000mm
板厚：30mm20（18°）
板厚：25mm10（18°おきに －開口部（連通孔）と無開口部が連続する構造）
3（中間鋼板含内径：10600mm
む）
外径：14000mm
板厚：30mm20（18°）
板厚：25mm1（外筒のみ）外径：14000mm
板厚：30mm20（18°）
板厚：25mm10（18°おきに －開口部（ベント
取入孔）と無開口部が連続する構造）2
内径：10600mm
外径：14000mm
板厚：30mm20（18°）
板厚：25mm10（36°）
内径：1200mm

連通孔なし

円筒鋼板

連通孔あり

隔壁
円筒鋼板

ベント取入
孔なし

ベント取入
孔あり

円筒鋼板

隔壁
円筒鋼板
隔壁
ベント
取入孔部

下部
ペデスタル

寸法

連通孔なし

隔壁
連通孔

ベント
取入孔部

個数(配置)

円筒鋼板

隔壁
ベント管

別紙 4-28

表 5.3(1)-2 RPV ペデスタル剛性設定の既工認及び今回工認の比較
項目

既工認
鋼板及びコンクリートの

初期剛性

今回工認
同左

曲げ剛性を合成

Is・Es＋Ic・Ec

曲げ変形
コンクリートひび
割れ後の剛性

初期剛性

設定無し

Is・Es＋(曲げひび割れ後のコ（線形仮定）

ンクリート剛性)※

鋼板及びコンクリートの同左

せん断剛性を合成

As・Gs ＋Ac・Gc

せん断変形
コンクリートひび
割れ後の剛性

設定無し

As・Gs ＋(せん断ひび割れ後（線形仮定）のコンクリート剛性)※※：SC 規程に RPV ペデスタルの構造の特徴を反映した評価式に基づき算定し，既往の加力試験結果との整合性を確認することにより妥当性を確認した方法を用いて設定する。

Ｅｃ
Ｅs
Ｉc
Ｉs
Ｇｃ
Ｇｓ
Ａｃ
Ａｓ

：コンクリートのヤング係数(N/mm2)：鋼板のヤング係数(N/mm2)：コンクリートの断面二次モーメント(mm4)：鋼板の断面二次モーメント(mm4)：コンクリートのせん断弾性係数(N/mm2)：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)：コンクリートのせん断断面積(mm2)：鋼板のせん断断面積(mm2)

別紙 4-29

表 5.3(1)-3 RPV ペデスタル実機の構造特性を踏まえた評価式
変形特性

曲げ変形

SC 規程

第 1 折点

M1=Ze・(ft+ v)

1

第 2 折点

第 1 折点=M1/(Ec・Ie)：鋼板を考慮したコンクリートの断面係数(mm3)：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)：コンクリートの曲げ引張強度(N/mm2)：コンクリートのヤング係数(N/mm2)：鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメント(mm4)

下部ペデスタル上部ペデスタル

M1=Ze・（ft+ v）

M1=Ze・(0.5ft+ v)

設定理由

注 2，注 3

ただし，ft=0 とする
同左（構造特性の反映点無し）

同左（構造特性の反映点無し）

同左（構造特性の反映点無し）

同左（構造特性の反映点無し）

同左（構造特性の反映点無し）

同左（構造特性の反映点無し）= y

Q1=(Ac+(Gs/Gc)・As)・ cr
1= cr/Gc

ただし，

別紙 4-30

Ａｃ
Ａｓ
Ｇｓ
Ｇｃ
τ ｃｒ
σＢ
σｖ

第 2 折点

Ｚｅ
σv
ｆｔ
Ｅｃ
Ｉｅ

M2=My
2

せん断変形

構造を踏まえた評価式

cr

0.31

・(0.31

B

Bv)

ただし， cr

0 .5

0.31

・(0.31B

Bv)

SC 規程式と同じ（構造特性の反映点無し）

注4：コンクリートのせん断断面積(mm2)：鋼板のせん断断面積(mm2)：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)：コンクリートのせん断弾性係数(N/mm2)：コンクリートのせん断ひび割れ強度(N/mm2)：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)(＝ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2))：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（＝ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸応力度）

Ａｃ ：コンクリートのせん断断面積(mm2)Ａｓ ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)
Ｅｃ’ ：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数(N/mm2)Ｅｓ ：鋼板のヤング係数(N/mm2)
νｓ ：鋼板のポアソン比
σy ：鋼板の降伏点強度(N/mm2)
Ｋα ：鋼板のせん断剛性（＝Ａｓ・Ｇｓ）
Ｋβ ：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効
せん断剛性

同左（構造特性の反映点無し）

同左（構造特性の反映点無し）

Ｋ ：SC 規程の附属書 2.1 解説を参考に設定

Ｋ ：SC 規程の附属書 2.1 解説を参考に設定

注5

注：
1. 記号は SC 規程と同じ。
2. 下部ペデスタルはコンクリート部がベースプレートにて完全に分断されておりコンクリート部の引張による抵抗が期待できないため ft=0 とした。
3. 上部ペデスタルはコンクリート部断面積のうち約 1/2 がコンクリート打設孔により連続しているためコンクリート部の引張による抵抗は 0.5ft を考慮した。
4. 下部ペデスタルはベント管開口の平均的な応力集中を考慮し，せん断ひび割れ強度τcr に 0.5 を乗じた。
5. SC 規程におけるＫ （＝ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性）はコンクリートの圧縮ストラット角度をθ＝45°と仮定して簡略化された評価式を記載している。RPV ペデ
スタルの構造特性を踏まえ，SC 規程の附属書 2.1 解説に示される釣り合い式を用い，実際のθに合わせた値を設定した。

別紙 4-30

(2) 曲げに対する非線形特性を考慮したスケルトンカーブ設定方法
a． SC 規程の曲げ変形に対するスケルトンカーブ
SC 規程に示された曲げ変形に対するスケルトンカーブは，曲げモーメント M と曲率 φとの M-φ 関係を以下に示す状態を考慮して算定する（図 5.3(2)-1 参照）。
①

コンクリートの曲げひび割れによる剛性の変化（第１折点）②

鋼板の降伏による剛性の変化（第２折点）

SC 規程記載内容の抜粋を以下に示す。

今回の
設定範囲

別紙 4-31

今回の設定範囲

図 5.3(2)-1 曲げ変形に対するスケルトンカーブ（(1)に加筆）

別紙 4-32

b． 下部ペデスタルの曲げ変形に対するスケルトンカーブ
上記ａ．項に示す SC 規程の記載内容を参考に RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点及び反映後の評価式を以下に示す。
図 5.3(2)-2 に示すとおり，下部ペデスタルの曲げモーメントが大きくなると引張側の死荷重による圧縮応力度がゼロとなり（第１折点），さらに大きくなると圧縮側のコンクリー
トと鋼板及び引張側の鋼板が曲げに抵抗し，引張側の鋼板が降伏することで第２折点に到達
する。

第１折点

内筒鋼板

第２折点
Ｍ２

Ｍ１

コンクリート
外筒鋼板

引張側の外側鋼板が降伏死荷重による
圧縮応力度σｖ

σｖ＝０

圧縮側

引張側

圧縮側

引張側

図 5.3(2)-2 下部ペデスタル曲げ変形の各状態（概念図）(i) RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点（第１折点）
・ RPV ペデスタルの地震応答解析モデルにおける部材断面性能は，コンクリートの剛性はベント管等の開口欠損を考慮した断面積に基づき性能評価する。
・下部ペデスタルは，図 5.3(2)-3（赤破線囲み）に示すようにコンクリート部がベースプレートにて完全に分断されていることから，コンクリートの引張強度 ft は無視する。
（第２折点）
構造特性の反映点無し。

別紙 4-33

(ii)反映後の評価式（第１折点）
・ Ｍ１＝Ｚｅ・（ｆｔ＋σv） ただし，ｆｔ=0 とする
・ φ１は初期剛性とＭ１の交点（φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ））
注）下部ペデスタルはコンクリート部がベースプレートにて完全に分断されておりコンクリート部の引張による抵抗が期待できないため ft=0 となる。
Ｚｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面係数(mm3) （＝Ｉｅ／（Ｄ／２））
Ｄ／２：中心から最外縁までの距離（Ｄは最外直径）ｆｔ：コンクリートの曲げ引張強度(N/mm2)（＝0.38√σB）
σＢ ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)

ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)

σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面積））
Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)
Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)
Ｉｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメント(mm4)（各鋼板の断面二次モーメントの和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコン
クリート部の断面二次モーメント）
第１折点は，ペデスタル円筒の曲げ引張側の死荷重による圧縮応力(σｖ)がゼロとなる時
点のＭ及びφを表している。
(第２折点)
・ Ｍ２＝Ｍｙ・ φ２＝φｙＭｙ：鋼板降伏時モーメント（N・mm）
φｙ：鋼板降伏時曲率（1/mm）
第２折点は，ペデスタル円筒の曲げ引張側の鋼板が降伏する時点のＭ及びφを表している。
第２折点の曲げモーメントＭ及び曲率φは，断面の平面保持を仮定し，鋼板部の引張応
力が降伏状態となる場合の応力（ひずみ）分布を中立軸を変えながら収束計算し，収束する際のＭ2 及びφ２を求める。

別紙 4-34

表 5.3(2)-1 曲げに対する実機下部ペデスタルの構造特性を踏まえた評価式
変形特性

曲げ変形

SC 規程

第１折点

M1=Ze・(ft+ v)=M1/(Ec・Ie)1構造特性を踏まえた評

RPV ペデスタル固有の構造

価式

特性を反映した点

M1=Ze・（ft+ v）

下部ペデスタルはコンクリート部がベースプレートにて完全に分断されておりコンクリート部の引張による抵抗が期待できないため
ft=0 とした。

同左（構造特性の反映点無し）

第 2 折点

M2=My
= y

2

同左
（構造特性の反映点無し）

別紙 4-35

T.M.S.L. -8200

図 5.3(2)-3

RPV ペデスタルの脚部[コンクリートがベースプレートにて分断されている箇所を赤破線で示す]

別紙 4-36

c. 上部ペデスタルの曲げ変形に対するスケルトンカーブ
上記ａ．項に示す SC 規程の記載内容を参考に RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点及び反映後の評価式を以下に示す。
図 5.3(2)-4 に示すとおり，上部ペデスタルの曲げモーメントが大きくなると引張側のコンクリートは引張側の死荷重による圧縮応力度がゼロとなった後も引張に抵抗し，コンク
リート引張応力が引張強度に到達してひび割れが発生する（第１折点）。さらに大きくなると圧縮側のコンクリートと鋼板及び引張側の鋼板が曲げに抵抗し，引張側の鋼板が降伏することで第２折点に到達する。
コンクリート引
第１折点

張応力が引張強度に到達（ひび

内筒鋼板

Ｍ１

コンクリート
外筒鋼板

第２折点
Ｍ２

割れ発生）
引張側の外側鋼板が降伏死荷重による
圧縮応力度σｖ

圧縮側

引張側

圧縮側

引張側

図 5.3(2)-4 上部ペデスタル曲げ変形の各状態（概念図）(i) RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点（第１折点）
・ RPV ペデスタルの地震応答解析モデルにおける部材断面性能は，コンクリートの剛性は連通孔等の開口欠損を考慮した断面積に基づき性能評価する。
・ 水平鋼板によるコンクリートの分断を考慮するが，コンクリート断面積のうち約 1/2 がコンクリート打設孔により連続していると仮定する。図 5.3(2)-5 及び図 5.3(2)-6 にコンクリート打設孔の概念図を示す。
（第２折点）
構造特性の反映点無し。

別紙 4-37

(i) 反映後の評価式（第１折点）
・ Ｍ１＝Ｚｅ・（0.5ft*1+σv）
・ φ１は初期剛性とＭ１の交点（φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ））
注）*1：水平鋼板がコンクリートを分断するように設置されるが，水平鋼板面積のうち約 1/2 はコンクリート打設孔による開口があり，コンクリートが連続していることから，コンクリートの曲げ引張強度 ft に 0.5 を乗じる。
Ｚｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面係数(mm3) （＝Ｉｅ／（Ｄ／２））
Ｄ／２：中心から最外縁までの距離（Ｄは最外直径）σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面積））ｆｔ：コンクリートの曲げ引張強度(N/mm2)（＝0.38√σB）
σＢ ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)

ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)

Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)
Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)
Ｉｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメント(mm4)（各鋼板の断面二次モーメントの和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコン
クリート部の断面二次モーメント）
第１折点は，ペデスタル円筒の曲げ引張側のコンクリート部にひび割れが生じる点のＭ及びφを表している。
（第２折点）
・ Ｍ２＝Ｍｙ・ φ２＝φｙＭｙ：鋼板降伏時モーメント（N・mm）
φｙ：鋼板降伏時曲率（1/mm）
第２折点は，
ペデスタル円筒の曲げ引張側の鋼板が降伏する時点のＭ及びφを表している。
第２折点の曲げモーメントＭ及び曲率φは，断面の平面保持を仮定し，鋼板部の引張応
力が降伏状態となる場合の応力（ひずみ）分布を中立軸を変えながら収束計算し，収束する際のＭ2 及びφ２を求める。

別紙 4-38

表 5.3(2)-2 曲げに対する実機上部ペデスタル円筒の構造特性を踏まえた評価式
変形特性

曲げ変形

SC 規程

第１折点

M1=Ze・(ft+ v)

構造特性を踏まえた評

RPV ペデスタル固有の構造

価式

特性を反映した点

M1=Ze・(0.5ft+ v)

上部ペデスタルはコンクリ
ート部断面積のうち約 1/2が打設孔により連続しているためコンクリート部の引張による抵抗は 0.5ft を考慮した。

=M1/(Ec・Ie)1同左（構造特性の反映点無し）

第 2 折点

M2=My
= y

2

同左
（構造特性の反映点無し）

別紙 4-39A

A

A-A 断面図 5.3(2)-5 上部ペデスタルの断面（一部）[赤線部がコンクリート打設孔を示す]

別紙 4-40

⑪

部の拡大イメージ
水平鋼板に存在する打設孔（断面積の 1/2）によりコンクリートが連続している部分⑩
0.5×ft

⑨

⑧
⑦
⑥

⑤

0×ft

④
③
②

①

図 5.3(2)-6

RPV ペデスタル立面図（コンクリート打設用開口部を赤破線部で示す）

別紙 4-41

(3) せん断に対する非線形特性を考慮したスケルトンカーブ設定方法
a. SC 規程のせん断変形に対するスケルトンカーブ
SC 規程に示されたせん断変形に対するスケルトンカーブは，せん断力 Q とせん断ひずみ
γとの Q-γ関係を以下に示す状態を考慮して算定する（図 5.3(3)-1 参照）。
①

コンクリートのせん断ひび割れによる剛性の変化（第１折点）②

鋼板の降伏による剛性の変化（第２折点）

以下，SC 規程記載内容の抜粋。

今回の
設定範囲

別紙 4-42

今回の設定範囲

図 5.3(3)-1 せん断変形に対するスケルトンカーブ（(1)に加筆）

別紙 4-43

b． 下部ペデスタルのせん断変形に対するスケルトンカーブ
上記ａ．項に示す SC 規程の内容から RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点及び反映後の評価式を以下に示す。
図 5.3(3)-2 に示すとおり，下部ペデスタルのせん断力が大きくなるとコンクリートのせん断応力がひび割れ強度τｃｒに到達してせん断ひび割れが発生する（第１折点）。第１折点
でコンクリートにひび割れが発生した後もコンクリートは圧縮方向（ひび割れ角度θの方向，コンクリートのひび割れの方向は圧縮方向と同じ）にのみ抵抗する弾性体（異方性弾性体）として挙動し，ひび割れたコンクリートを鋼板が拘束し，コンクリートと鋼板が一体となってせん断力に抵抗する。さらに大きくなると鋼板の応力が降伏点強度σｙに到達し第２折点に到達する。
第１折点
内筒鋼板

コンクリート
外筒鋼板

第２折点
Ｑ２

Ｑ１

鋼板の応力

コンクリートが降伏点強のせん断ひびθ

度σｙに到達割れ発生

コンクリート＋＋のせん断応力がひび割れ強コンクリート ＋鋼板

コンクリート ＋度τｃｒに到達
ひび割れ後もコンクリー
トは圧縮方向にのみ抵抗
図 5.3(3)-2 下部ペデスタルせん断変形の各状態（概念図）

別紙 4-44

鋼板

(i) RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点（第１折点)
・せん断ひび割れ強度については，RPV ペデスタルの内外円筒鋼板及び縦リブ間に充填されたコンクリートにベント管を埋め込んだ特殊な構造であり，コンクリートに大きな開口欠損がある。ベント管周りのコンクリート部は実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，その影響を考慮して，せん断ひび割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。仮定の妥当性は，5.4 項に示す試験結果との整合性により確認する。
（第２折点)
・コンクリートの圧縮ストラット角度θに RPV ペデスタルの構造に合せた角度を入力することでせん断剛性を算出する。

別紙 4-45

(ii)反映後の評価式（第１折点)
・ Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳ）
・τcr
・ γ１＝τcr/ＧＣ
ただし， cr

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

注）*1：せん断ひび割れ強度については，RPV ペデスタルの内外円筒鋼板及び縦リブ間に充填されたコンクリートにベント管を埋め込んだ特殊な構造であり，コンクリートに大きな開口欠損がある。ベント管周りのコンクリート部は実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，その影響を考慮して，せん断ひび割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。仮定の妥当性は，5.4 項に示す試験結果との整合性により確認する。
Ａｃ：コンクリートのせん断断面積(mm2)Ａｓ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｃ：コンクリートのせん断弾性係数(N/mm2)Ｇｓ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)

Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)

Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)

τｃｒ ：コンクリートのせん断ひび割れ強度(N/mm2)
σＢ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)
ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（コンクリート部の断面積））

第１折点は，ペデスタルのコンクリートと鋼板を考慮したせん断断面積（コンクリートのせん断断面積Ａｃ及びそれと等価なペデスタル鋼板のせん断断面積（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳの和）にコンクリートのせん断ひび割れ強度τｃｒを乗じた値，すなわちペデスタルコンクリート
部にせん断ひび割れが発生する点のＱ，γを表している。

別紙 4-46

(第２折点)Ａｓ ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)
Ｋα：鋼板のせん断剛性
Ｋβ：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性
σy：鋼板の降伏点強度(N/mm2)
第１折点でコンクリートにひび割れが発生した後もコンクリートは圧縮方向（ひび割れ
角度θの方向）にのみ抵抗する弾性体（異方性弾性体）として挙動し，鋼板と一体となってせん断力に抵抗する。
第２折点の評価に用いるコンクリートの有効せん断剛性Ｋβは，SC 規程の附属書 2.1 解説
及び，コンクリートひび割れ後のコンクリートと鋼板の挙動に関する既往知見(3)に示される
以下の理論式を用いて，ｃＱ＝Ｋβ・γ，δ＝Ｈ・γの関係より算出する。

cQ =

1−
・ ・

2

C1 = L・cosθ

C2 = H・sinθ

(

2

+

−

)

1
2・

・
( 1 + 2)

−

ここで，
cQ

：コンクリートの受け持つせん断力(N)δ：水平変位(mm)γ：せん断ひずみ度

cE：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数で，コンクリートのヤング係数に0.7 を乗じた値を用いる。(N/mm2)sE：鋼材のヤング係数(N/mm2)

ct:コンクリート板厚(mm)cν ：コンクリートのポアソン比

別紙 4-47sν ：鋼材のポアソン比
L：隔壁の間隔(mm)H：隔壁の高さ(mm)sAy ：鋼材の水平断面の断面積(mm2)sAx ：鋼材の鉛直断面の断面積(mm2)
θ：圧縮ストラット角度（θ = tan）（θ=45°とした場合の評価式が SC 規程に例示されている。）

ここで，コンクリートの圧縮ストラット角度θは，ペデスタルのたてリブ鋼板（隔壁）で分断された区画ごとに等価矩形断面に置換し，実際の構造に合わせた値を設定する。
下部ペデスタルのコンクリートの圧縮ストラット角度θは，たてリブ及び円筒鋼板に囲まれた各々の隔壁及び隔壁に囲まれたコンクリートを一つの SC 構造体として，その寸法（隔壁の高さ及び間隔）の対角線にコンクリートひび割れが発生すると仮定し，コンクリートの圧縮ストラット角度 θ を設定する。ベント管内蔵部については，たてリブ端部からベント管中心までの寸法を間隔 L として仮定する。
（図 5.3(3)-3 参照。
）
各々のθを用いてＫβ（ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性）を算出し，それぞれ足し合せることで各層のＫβを算出し，上に示した SC 規
程式に代入し，Ｑ２，γ２を求める。

別紙 4-48地震方向に対して有効と見なす範囲を対象とする
地震方向

下部ペデスタル

H=11.7(m)コンクリート

ベント管

側面から見た図

せん断力
隔壁と隔壁に囲まれたコンクリー

高さ H
θ
間隔 L
「SC 構造体」の例

トで一つの SC 構造体を構成側面から見た図
鋼板

Kβ＝当該層における「SC 構造体」※の Kβ の和※地震方向に対して有効と見なす範囲を対象とする（ベント管の無い部分）「SC 構造体」の例（ベント管のある部分）
図 5.3(3)-3 下部ペデスタルの隔壁構造の概念図

別紙 4-49

表 5.3(3)-1 せん断に対する実機下部ペデスタルの構造特性を踏まえた評価式
変形特性

SC 規程

構造特性を踏まえた

RPV ペデスタル固有の評価式

構造特性を反映した点

せん断

第 1 折点変形

Q1=(Ac+(Gs/Gc)・As)・ cr

同左= cr/Gc（構造特性の反映無

1

し）
ただし，

ただし，

cr

0 . 31

第 2 折点cr
B( 0 . 31

B

v

)

0 .5

0 .31

B

( 0 .31Bv)

下部ペデスタルはベント管開口の平均的な応力集中を考慮し，せん断ひび割れ強度
τcr に 0.5 を乗じた。

同左（構造特性の反映無し）Ｋ：
SC 規程の附属書 2.1
解説を参考に設定

別紙 4-50

下部ペデスタルのコ
ンクリートの圧縮ス
トラット角度θは，たてリブ及び円筒鋼板に囲まれた各々の隔壁及び隔壁に囲まれたコンクリートを一
つの SC 構造体として，その寸法（隔壁の高さ及び間隔）の対角線にコンクリートひび割れが発生すると仮定し，コンクリートの圧縮ストラット角度 θ を設定する。ベント管内蔵部は，たてリブ端部からベント
管中心までの寸法を
間隔 L として仮定する。
SC 規程の附属書 2.1
及び既往知見(3)に示される理論式を用い，実際のθに合わせた値を設定した。

c. 上部ペデスタルのせん断変形に対するスケルトンカーブ
上記ａ．項に示す SC 規程の内容から RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点及び反映後の評価式を以下に示す。
上部ペデスタルのせん断変形における第１折点，第２折点の各状態については，下部ペデスタルと同様である（図 5.3(3)-2 参照）。
(i) RPV ペデスタル固有の構造特性を反映した点（第１折点）
構造特性の反映点無し（第２折点）
コンクリートの圧縮ストラット角度θに RPV ペデスタルの構造に合せた角度を入力することでせん断剛性を算出する。

別紙 4-51

(ii) 反映後の評価式（第１折点）
・ Ｑ１，γ１評価式は下部ペデスタルと同様。
ただし， cr = 0.31

B

0.31

B

V

注）上部ペデスタルはベント管の開口もなく，コンクリートは４面を鋼板で囲まれた閉鎖断面のために，せん断ひび割れ強度τcr は SC 規程に従う。
（第２折点)

Ａｓ ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)
Ｋα：鋼板のせん断剛性
Ｋβ：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性
σy：鋼板の降伏点強度(N/mm2)
第１折点でコンクリートにひび割れが発生した後もコンクリートは圧縮方向（ひび割れ
角度θの方向）にのみ抵抗する弾性体（異方性弾性体）として挙動し，鋼板と一体となってせん断力に抵抗する。
第２折点の評価に用いるコンクリートの有効せん断剛性Ｋβは，SC 規程の附属書 2.1 解説
及び，コンクリートひび割れ後のコンクリートと鋼板の挙動に関する既往知見(3)に示される
以下の理論式を用いて，ｃＱ＝Ｋβ・γ，δ＝Ｈ・γの関係より算出する。

cQ =

2

1−
・ ・

C1 = L・cosθ

C2 = H・sinθ

(

2

−

+

)

1
2・

・
( 1 + 2)−

別紙 4-52

ここで，cQ：コンクリートの受け持つせん断力(N)δ：水平変位(mm)γ：せん断ひずみ度

cE：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数で，コンクリートのヤング係数に0.7 を乗じた値を用いる。(N/mm2)sE：鋼材のヤング係数(N/mm2)

ct :コンクリート板厚(mm)cν ：コンクリートのポアソン比sν ：鋼材のポアソン比
L：隔壁の間隔(mm)H：隔壁の高さ(mm)sAy：鋼材の水平断面の断面積(mm2)sAx：鋼材の鉛直断面の断面積(mm2)
θ：圧縮ストラット角度（θ = tan）（θ=45°とした場合の評価式が SC 規程に例示されている。）

ここで，コンクリートの圧縮ストラット角度θは，ペデスタルのたてリブ鋼板（隔壁）で分断された区画ごとに等価矩形断面に置換し，実際の構造に合わせた値を設定する。
上部ペデスタルのコンクリートの圧縮ストラット角度θは，水平隔壁が設置されている層を考慮し，RPV 支持点上部（２層（質点番号 10～11，9～10）），RPV 支持点下部（１層（質点番号 8～9））及びベント取入孔部（１層（質点番号 7～8））に分けて，たてリブ及び円筒
鋼板に囲まれた各々の隔壁及び隔壁に囲まれたコンクリートを一つの SC 構造体として，その寸法（隔壁の高さ及び間隔）の対角線にコンクリートひび割れが発生すると仮定し，コンクリートの圧縮ストラット角度θを設定する。
各々のθを用いてＫβ（ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性）を算出し，それぞれ足し合せることで上記の各層のＫβを算出し，上に示した
SC 規程式に代入し，Ｑ２，γ２を求める。

別紙 4-53地震方向に対して有効と見なす範囲を対象とする

H=2.9(m)地震方向

H=1.2(m)H=2.5(m)H=1.0(m)

RPV 支持点上部

コンクリート
せん断力

高さ H
側面から見た図θ鋼板

間隔 L「SC 構造体」の例

隔壁と隔壁に囲まれたコンクリートで一つの SC 構造体を構成
Kβ＝当該層における「SC 構造体」※の Kβ の和※地震方向に対して有効と見なす範囲を対象とする

図 5.3(3)-4 上部ペデスタルの隔壁構造の概念図（RPV 支持点上部を例示）

別紙 4-54

表 5.3(3)-2 せん断に対する実機上部ペデスタルの構造を踏まえた評価式
変形特性

SC 規程

構造特性を踏まえた

RPV ペデスタル固有の評価式

構造特性を反映した点

せん断

第 1 折点変形

Q1=(Ac+(Gs/Gc)・As)・ cr

同左= cr/Gc（構造特性の反映無

1

し）
ただし，

同左
（構造特性の反映無cr

0 . 31

第 2 折点B( 0 . 31

B

v

)

し）

同左
（構造特性の反映無し）Ｋ：
SC 規程の附属書 2.1
解説を参考に設定

別紙 4-55

上部ペデスタルのコ
ンクリートの圧縮ス
トラット角度θは，たてリブ及び円筒鋼板に囲まれた各々の隔壁及び隔壁に囲まれたコンクリートを一
つの SC 構造体として，その寸法（隔壁の高さ及び間隔）の対角線にコンクリートひび割れが発生すると仮定し，コンクリートの圧縮ストラット角度 θ を設定する。ベント管内蔵部は，たてリブ端部からベント
管中心までの寸法を
間隔 L として仮定する。
SC 規程の附属書 2.1
及び既往知見(3)に示される理論式を用い，実際のθに合わせた値を設定した。

5.4 構造の特徴に応じた追加検討事項の妥当性(1) 妥当性の確認対象
構造の特徴に応じた追加検討により復元力特性の評価式へ反映する事項の妥当性の確認は，既往の加力試験の結果を活用し行う。なお，追加検討事項のうち，水平鋼板のコ
ンクリート打設孔については，単純に断面積の減少を反映しているのみであることから妥当性の確認は不要とする。
表 5.4(1) 追加検討事項の妥当性確認対象
追加検討事項の妥当性確認
RPV ペデスタルの構造の特徴

共通

○：要

内容

×：不要

（検証不要の場合はその理由）

隔壁方式

構造を模擬した試験体の加力試験結果を用○いて，以下に示す構造に応じた追加検討事
項の妥当性を確認する。

円筒型

・せん断の第２折点を求める際の構造に応○じたコンクリートひび割れ角度の仮定
・せん断力に対して有効と見なす範囲を全

下部

断面の半分と仮定

ベント管
○

ペデスタル

・せん断の第１折点を求める際のコンクリートのせん断ひび割れ強度を 0.5 倍と仮定

ベースプレート○・曲げの第１折点を求める際，コンクリー
トの引張に対する抵抗を無視

上部

中間鋼板

ペデスタル
水平鋼板

水平鋼板のコンク
リート打設孔×※１※１：隔壁方式の構造の一部を成すものであるため，隔壁方式の妥当性確認に

×※１×

包絡される。
断面積の減少を反映したものであり妥当性の確認は不要。

別紙 4-56

(2) 確認方法
追加検討事項を反映した復元力特性の評価式を用いて作成した既往の試験体の荷重－
変位特性と，試験で実測された試験体の荷重－変位特性の整合性を確認することにより，追加検討事項の妥当性を判断する。
（スケルトンカーブの作成方法，荷重－変位特性の作成方法は，それぞれ添付資料-3,4 参照）
既往の加力試験結果を用いた妥当性の確認が必要な構造は，下部ペデスタルの構造が該当することから，参照する既往の加力試験は，下部ペデスタルの構造を適切に模擬したものとする。
（表 5.4(2)，図 5.4(2)，加力試験の内容は添付資料-5 参照）
表 5.4(2) RPV ペデスタルと試験体の構造の比較
追加検討事項の妥

実機と試験体の差異

当性確認の要否
RPV ペデスタルの構造の特徴（表 5.4(1)再掲）○：対象○：差異なし

×：対象外

×：差異あり

隔壁方式

○

○

－

円筒型

○

○

－

下部

ベント管

○

○

－

ペデスタル※

ベースプレート

○

○

－

共通

※

RPV ペデスタル及び試験体ともにアンカー方式を採用している。

別紙 4-57

差異ありの理由

実機 RPV
ペデスタル
試験体

ベント管
上部ペデスタルA

A

ベースプレートB

B

下部ペデスタル（試験体で模擬）別紙 4-58

ベント管

内筒鋼板

内筒鋼板
たてリブ鋼板外筒鋼板
A－A 断面B－B 断面
図 5.4(2) 試験体と実機 RPV ペデスタルの構造

別紙 4-58

(3) 確認結果
5.3 項で設定した SC 規程式を参考にした試験体の曲げ及びせん断のスケルトンカーブを用いた荷重－変位特性を作成し，試験で実測された荷重－変位特性との比較を行った結果を図 5.4(3)に示す。
今回適用範囲としている鋼板降伏までの範囲において，SC 規程式を参考にした試験体の荷重－変位特性は試験結果とよく一致していることから，SC 規程の評価式に対し，RPV
ペデスタルの構造の特徴を踏まえて追加検討した事項の妥当性を確認した。

別紙 4-59

※
試験の実測値SC 規程を参考にした試験体の荷重－変位特性※ 繰 り 返 し載 荷 した 試(a)曲げ変形の比較

験結果を包絡したことによる不連続点試験の実測値SC 規程式を参考にした試験体の荷重－変位特性(b)せん断変形の比較

図 5.4(3) 荷重-変形関係の比較（１／２）

別紙 4-60

試験の実測値
SC 規程式を参考にした試験体の荷重－変位特性

本検討の適用範囲外(c)荷重－変位関係の比較（試験結果全体での比較）試験の実測値SC 規程式を参考にした試験体の荷重－変位特性※(d)適用範囲近傍の拡大図
図 5.4(3) 荷重-変形関係の比較（２／２）

別紙 4-61※ 繰 り 返 し載 荷 した 試
験結果を包絡したことによる不連続点

6

スケルトンカーブの作成
5 項で妥当性が確認された方法に基づき，
RPV ペデスタルのスケルトンカーブを作成した。

RPV ペデスタルの各要素に対する曲げ変形及びせん断変形に対するスケルトンカーブに，暫定条件を用いて Ss-1,2 による地震応答解析を実施した際の応答レベルをプロットしたもの
を図 6 に示す。
（スケルトンカーブの導出過程は添付資料-3 参照）

別紙 4-62曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素①のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第２折点
第１折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-63曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素①のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（２／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-64

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素②のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（３／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-65

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素②のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（４／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-66

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素③のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（５／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-67

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素③のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（６／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-68

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素④のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（７／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-69

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素④のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（８／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-70

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑤のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（９／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-71

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑤のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１０／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-72

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑥のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１１／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-73

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑥のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１２／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-74

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑦のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１３／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-75

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑦のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１４／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-76

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑧のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第１折点

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係

第２折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１５／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-77

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑧のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１６／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-78

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑨のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第１折点

第２折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第１折点

第２折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１７／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-79

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑨のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第１折点

第２折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

第１折点

第２折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１８／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-80

曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑩のスケルトンカーブ（ＮＳ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

せん断力Ｑ

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第１折点
第２折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（１９／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-81曲げモーメントＭ （×105kN・m）

要素⑩のスケルトンカーブ（ＥＷ方向）○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値
第２折点
第１折点

曲率 φ

（1/m）

（×104kN）（ａ）曲げモーメント－曲率関係○：Ss-1 での最大応答値
×：Ss-2 での最大応答値

せん断力Ｑ

第１折点
第２折点

せん断変形角γ（rad）（ｂ）せん断力－せん断変形角関係※暫定条件に基づく概算値

図 6 SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ（２０／２０）（鋼板降伏点である第 2 折点までを算定）

別紙 4-827

履歴特性の設定(1) 検討目的
地震応答解析で応答が第１折点を超える場合は，線形時の減衰定数（一定値）に加え，採用した復元力特性による履歴減衰を考慮する。
RPV ペデスタルについても復元力特性を実機に適用するにあたり，履歴特性を設定する必要がある。設定する履歴特性に応じて履歴減衰が異なることから，保守性に配慮し，履歴減衰による消費エネルギーがより小さくなる履歴特性を設定する。
(2) 検討方法
試験結果に近い履歴特性と，SC 規程で定められている履歴特性をそれぞれ適用した地震応答解析を実施し，各々の消費エネルギー，即ち履歴減衰の大きさを比較する。
(3) 検討ケース
履歴特性に関するパラメータスタディの検討ケースを表 7(3)-1 に示す。
ケース A は，SC 規程を踏まえて，曲げとせん断の双方ともに最大点指向型の履歴特性を採用したケースである。
ケース B は，曲げ変形の履歴特性については，試験で得られた曲げ変形及びせん断変形の履歴特性（図 7(3)-2 参照）より，ディグレイディングトリリニア型に近い紡錘型の安定したループ形状が得られていることを踏まえ，曲げに対する履歴特性に試験結果に近いディグレイディングトリリニア型を採用し，せん断に対しては消費エネルギーがより小さな
原点指向型の履歴特性を採用したケースである。
参考として，最大点指向型，ディグレイディングトリリニア型及び原点指向型の履歴特性のイメージを図 7(3)-1 に示す。

別紙 4-83

表 7(3)-1 履歴特性に関するパラメータスタディ
ケース
ケース A
（SC 規程準拠）

曲げ

せん断

最大点指向型

最大点指向型

ディグレイディング

ケース B

トリリニア型(a)ディグレイディングトリリニア型

原点指向型(b)最大点指向型

図 7(3)-1 履歴特性のイメージ

別紙 4-84(c)原点指向型

（ａ）水平力－曲げ変形関係（ｂ）水平力－せん断変形関係
図 7(3)-2 実験における曲げ及びせん断の履歴特性（(2)より引用）

別紙 4-85

(4) 検討結果
履歴減衰による消費エネルギーの累積値を比較したものを図 7(4)-1 に示す。曲げによる消費エネルギーは，せん断による消費エネルギーと比べると２桁大きいオーダーの値を示しており，消費エネルギーの観点からは曲げによる影響が大きく支配的であると言える。
さらに，曲げによる消費エネルギーは，試験結果に近いディグレイディングトリリニア型を採用したケース B は，ケース A の 1.5 倍以上のエネルギーが消費されていることが示された。
以上より，RPV ペデスタルの弾塑性特性を考慮した復元力特性の履歴特性としては，消費エネルギーが小さく保守的な応答を与えると考えられるケース A の最大点指向型を採用することとした。

別紙 4-86

曲げによるひずみエネルギー(tfm)

履歴減衰による消費エネルギー（曲げ）（tfm）

ケース A：最大点指向型
ケース B：ディグレイディングトリリニア
ケースＡ
ケースＢ

600
500
400
300
200
100
0

0

20

40
60
時刻（秒）

80

100

（ａ）曲げ

せん断によるひずみエネルギー(tfm)

履歴減衰による消費エネルギー（せん断）（tfm）

ケース A：最大点指向型
ケース B：原点指向型
8

ケースＡ
ケースＢ

6

4

2

0

0

20

40
60
時刻（秒）

80

100

（ｂ）せん断図 7(4)-1

履歴特性のパラメータスタディによる消費エネルギーの比較

別紙 4-878まとめ
基準地震動の増大により原子炉建屋の地震応答解析モデルを建設時工認の線形解析モデ

ルからコンクリートの剛性変化を考慮した非線形解析モデルを採用することに合わせ，
RPV ペデスタルについても原子炉建屋と同様に非線形解析モデルとした復元力特性を適用し，より現実に近い適正な地震応答解析が可能になるようにした。
非線形解析モデルの評価は，既往の RC 構造との類似性を検討し同様の理論で評価可能であることを確認した上で，既往知見である SC 規程を参考に RPV ペデスタルの構造を踏まえた評価を行い，実機の RPV ペデスタルを模擬した試験結果を用いてその妥当性を確認し
た。

9
(1)

参考文献
社団法人日本電気協会 原子力規格委員会：電気技術規程原子力編

鋼板コンクリート構造耐震設計技術規程 JEAC4618-2009(2) 東京電力株式会社，東北電力株式会社，中部電力株式会社，北陸電力株式会社，中国
電力株式会社，日本原子力発電株式会社，株式会社 東芝，株式会社 日立製作所：共同研究報告書「コンクリ－トＰＣＶの構造評価および基準確立のための実証試験」，
昭和６２年度上半期（最終報告書），昭和 62 年 9 月(3) 松尾 他：鋼板コンクリート耐震壁に関する研究 その 3 せん断荷重-変形関係の解析

日本建築学会学術講演梗概集（1992 年）(4) 菊地 他：原子炉本体基礎の弾塑性モデル化手法に関する研究 その１

復元力特性

評価法の妥当性検討 日本建築学会学術講演梗概集（2010 年）(5) 肱岡 他：原子炉本体基礎の弾塑性モデル化手法に関する研究 その２

復元力特性

評価法の適用性検討 日本建築学会学術講演梗概集（2010 年）(6) 吉崎 他：原子炉建屋の復元力特性試験（その６）スケール・イフェクト試験 日本
建築学会学術講演梗概集（昭和 61 年）(7) 日本原子力技術協会 中越沖地震後の原子炉機器の健全性評価平成 20 年度中間報告，
JANTI-SANE-02，中越沖地震後の原子炉機器の健全性評価委員会，平成 21 年 4 月

別紙 4-88

添付資料-1：RPV ペデスタルの復元力特性に用いるコンクリート強度の取り扱い

１．コンクリート強度の取り扱い方針
今回工認における RPV ペデスタルの復元力特性の設定に用いるコンクリート強度は，原子炉建屋（以下，「R/B」という）等のような施工時の「91 日強度データ」がないこと及びプラント運転開始後にコア採取を実施していないことから，既工認と同様に設計基準強度を用いている。
しかしながら，RPV ペデスタルについても R/B 等と同様に，現実のコンクリート強度は
設計基準強度を上回ると考えられることから，コンクリート実強度を考慮した復元力特性を設定し影響評価を行う方針とする。

２．RPV ペデスタルで想定するコンクリート実強度
RPV ペデスタルは実測したコンクリート強度がないことから，R/B 等で実測値をもとに設定したコンクリート強度を参照し，実強度を想定する。
具体的には，R/B のコンクリート実強度（440kg/cm2）に，RPV ペデスタルの設計基準
強度（300kg/cm2）と R/B の設計基準強度（330kg/cm2）の比率を乗じることにより，影響評価に用いる RPV ペデスタルの実強度を 400kg/cm2 と想定する。

RPV ペデスタルの設計基準強度
RPV ペデスタルの実強度 ＝ R/B の実強度 × ―――――――――――――――――――――
R/B の設計基準強度
300 (kg/cm2)＝ 440 (kg/cm2) × ――――――――――
330 (kg/cm2)＝ 400 (kg/cm2)

別紙 4-添 1-1

添付資料-5：既往試験の概要，信頼性及び実機への適用性
１．既往の試験
改良型沸騰水型原子炉（以下「ABWR」という）の RPV ペデスタルは，鋼板及びコンクリートからなる複合構造物にベント管が埋め込まれているという構造上の特徴を有している。
ABWR の開発段階において，RPV ペデスタルの水平荷重に対する終局状態までの荷重－変位特性を把握するため，電力共同研究として実機を模擬した試験体を用いて静的加力試験(1)（以下「試験」という。
）を行っている。試験体と加力装置の概要を図 1-1 に，試験体の断面図を図 1-2 に示す。
本試験結果のうち鋼板が降伏するまでの範囲を，今回工認で設定した RPV ペデスタルのスケルトンカーブの評価上の仮定に対する妥当性確認に用いている。
(1)試験体試験は，実機の構造の特徴を模擬した 1/10 縮尺の円筒型の鋼板コンクリート構造試験体を製作して行った。試験体に発生する応力度が実機相当になるように，試験体寸法の縮尺
を実機の 1/10 程度，載荷する荷重を試験当時の実機設計荷重の 1/100 程度として試験を実施した。
試験体の模擬対象は，実機の構造のうち隔壁方式の鋼板コンクリート構造の特徴を有す
ると共に，地震時に比較的大きな荷重が作用して非線形挙動を示す RPV ペデスタルの下部とした。試験体の内外筒鋼板の間に 20 枚の鉛直方向の隔壁を配置し，底部にはベースプレートを配置することにより内部コンクリートが実機と同様に分断されている状態を模擬すると共に，10 本のベント管による内部コンクリートの欠損状態を考慮している。
試験体の据付けは，加力の影響を受けない剛なテスティングフロアーと試験体の基礎ス
ラブを，PC 鋼棒による軸力を介して緊結し固定した。

別紙 4-添 5-1

(2)加力方法
試験当時の設計荷重相当の鉛直力※を付加した後，試験体の反力の影響を受けない剛なリアクションウォール（反力壁）及びリアクションブロック（反力ブロック）にそれぞれジ
ャッキを取付け，水平方向に静的に漸増載荷した。
試験体への鉛直力は，試験体頂部加力スタブに PC 鋼棒及び加力梁を介して 50t ジャッキにより付加し，圧力ジャッキと加力梁間のロードセル（荷重計）により計測した。なお，
加力梁とテスティングフロアーを緊結する PC 鋼棒に取付く球座は，水平方向の加力に対して追従するために設けた治具である。
水平方向の荷重は，200t ジャッキ先端に設けたロードセル（荷重計）によって測定した。
なお，試験体に設けたテフロン支承は，ジャッキとの摩擦力を緩和し，点荷重に近い状態とすることを目的に設置した。
水平力の載荷サイクルを図 1-3 に示す。まず，コンクリートのひび割れが生じない力(弾性荷重)で繰返し載荷を行った。
次に水平力が当時の設計荷重相当（図 1-3 に示す QD=52 ton）に至るまで載荷を行い，その後，設計荷重の 1.5 倍相当（1.5QD=80 ton）
，鋼板曲げ降伏レベル（209 ton）のサイクルを経て，荷重降下に至るレベルまで加力した。（荷重変位特性は図 1-4 参照）※

本試験は水平荷重に対する RPV ペデスタルの終局状態までの荷重－変位特性の把握を目的として実施したものである。RPV ペデスタルのコンクリートは構造強度部材として期待していないが，試験当時の設計荷重による圧縮応力度（1.2N/mm2）は，鉄筋コン
クリート構造計算規準・同解説の長期許容応力度（1/3Fc＝9.8N/mm2，Fc：設計基準強度）に比べて十分に小さいレベルであり，水平加力に対して脆性的な終局状態を引き起こすものではないことを確認している。

別紙 4-添 5-2

(3)計測方法
試験体の非線形挙動を把握するために，荷重，試験体頂部の水平方向変位，試験体側面の鉛直方向変位及び鋼板のひずみを計測した。計測項目と計測方法のまとめを表 1-1 に示す。
表 1-1 計測項目と計測方法のまとめ
計測項目
荷重
試験体頂部の水
平方向変位
試験体側面の鉛
直方向相対変位目的

計測方法

試験体に載荷された

加力ジャッキに取り付けたロ

水平力の計測ードセルにより計測
基礎スラブを不動点として，変全体変形量の計測位計により計測

計測位置等
図 1-1 参照

図 1-5 参照

鉛直方向相対変位を変位計に
曲げ変形量の計測より計測し，図 1-7 に示す手法

図 1-6 参照

により曲げ変形を算出する
試験体に取りつけたひずみゲ

鋼板のひずみ鋼板の応力度の計測

ージでひずみを計測し，得られたひずみに縦弾性係数を乗じ

図 1-8 参照て応力度を算出する

荷重値はジャッキに取り付けたロードセル（荷重計）により計測した。（図 1-1）
水平力載荷時の試験体各部の変形量は，不動点である基礎スラブに設置した計測フレー
ムに取り付けた変位計にて計測を行った。また，試験体の曲げ変形を算出するため，試験
体鉛直方向の相対変位を変位計にて計測した。
（図 1-6）全体変形δT は基礎スラブを不動点として，試験体頂部の変位計により計測した。
（試験体
頂部の変位計は図 1-5 の赤丸で図示）
曲げ変形δB は，計測した鉛直方向の相対変位から定まる曲率を用いて算出し，せん断変形δS は全体変形δT から曲げ変形δB を減算することにより算出した。
（図 1-7）水平力載荷時の鋼板のひずみを，鋼板の側面に取り付けたひずみゲージにより計測し，鋼板の応力度を（ひずみ）×（鋼材の縦弾性係数）の関係から算出した。
試験体は，PC 鋼棒を介してベースプレートにプレストレス力(1 本あたり 55ton)を作用させており，測定データがベースプレートの変形の影響を受けないようにしており，測定される試験体の水平変形量の信頼性を確保している。
別紙 4-添 5-3

加力梁
(

)
加力梁
(

)

加力スタブ
リアクションブロック

PC 鋼棒

赤丸部は，ベースプレートを押さえつけるＰＣ鋼棒が設置されている部分を示す。

(単位：mm)
図 1-1 RPV ペデスタルの試験体と加力装置の概要（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-4

）

1060
1400

(単位：mm)
図 1-2 試験体の断面図（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-5

水平力（＋）
水平力（－）

図 1－4 の緑点線部に相当する範囲
図 1-3 水平力の載荷サイクル（(1)より引用，加筆）＜記号の説明＞
QD：設計荷重に相当する荷重

δY：鋼板降伏時の水平変位

赤線：コンクリートのひび割れが生じない程度の小さな荷重(弾性荷重)で載荷する範囲

赤丸：設計荷重に相当する荷重(QD = 52 ton)(図 1－4 の赤丸に相当)

緑丸：設計荷重に相当する荷重の 1.5 倍の荷重(1.5QD = 80 ton) (図 1－4 の緑丸に相当)

青丸：曲げ降伏時の荷重(209 ton) (図 1－4 の青丸に相当)

緑点線 ：図 1－4 の緑点線部に相当する範囲

別紙 4-添 5-6

図 1－3 の緑点線部に相当する範囲

Q：水平力(ton)

QD：設計荷重に相当する荷重

δ：水平変位(mm)δy：鋼板降伏時の水平変位(mm)R：部材角(×10-3 rad)（R＝δ／1630(mm)）(a) 水平力－水平変位特性（曲げ＋せん断）(b) 水平力－水平変位特性（曲げ）(c) 水平力－水平変位特性（せん断）

図 1-4 試験で得られた荷重変位特性（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-7

（注）（注）不動点である基礎スラブに設置した十分剛な計測フレーム

全体変形測定用変位計(単位：mm)
図 1-5 水平変位及び鉛直変位測定位置（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-8(単位：mm)
図 1-6 曲げ変形算出用変位測定位置（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-9

全体変形測定用変位計
全体変形δT

相対鉛直変位計

図 1-7 変形成分分離手法（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-10

(単位：mm)(単位：mm)

図 1-8 内外鋼板応力度算出用ひずみ測定位置（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-11

２．試験結果の実機への適用性試験体は，RPV ペデスタルの構造上の特徴を反映するため内外鋼板の間にコンクリートを充填した構造とし，ベント管を内蔵する部分と内蔵しない部分を含めたものである。柏崎
刈羽原子力発電所 6 号及び７号炉と試験体に関する RPV ペデスタルの仕様を表 2-1 に示す。
鋼材の材質が実機 RPV ペデスタルと異なるが，試験体に対する SC 規程式を用いた荷重－
変位特性を求める際は，使用材料の規格値に基づく剛性を用いることで，差異を適切に考慮している。
従って，本試験体の試験結果は，隔壁構造及びベント管を有した構造といった SC 規程に対して追加検討に対する妥当性の確認に適用可能である。
また，スケール効果の観点では実機を縮小した場合の試験体に用いるコンクリートのう
ち骨材寸法の影響が考えられる。この影響については，参考文献(2)において骨材寸法の差が復元力特性に与える影響は少なく，実用上無視できることが確認されている。

３．参考文献(1) 東京電力株式会社，東北電力株式会社，中部電力株式会社，北陸電力株式会社，中国
電力株式会社，日本原子力発電株式会社，株式会社 東芝，株式会社 日立製作所：共同研究報告書「コンクリ－トＰＣＶの構造評価および基準確立のための実証試験」，
昭和６２年度上半期（最終報告書），昭和 62 年 9 月(2) 吉崎 他：原子炉建屋の復元力特性試験（その６）スケール・イフェクト試験 日本
建築学会学術講演梗概集（昭和 61 年）

別紙 4-添 5-12

表 2-1 実機 RPV ペデスタル及び試験体の構造概要
柏崎刈羽原子力発電所

項目

6 号炉及び７号炉

鋼板コンクリート構造の型式

※１

断面形状

構造

隔壁方式※１
円筒型

試験体
同左
同左

※２

同左

ベースプレート

※１

あり

同左

高さ(mm)

20500

2030

二 重 円 筒 部 厚さ(mm)

1700

170

（内筒及び

内筒鋼板の内径(mm)

10600

1060

外筒鋼板の外径(mm)

14000

1400

内筒及び外筒鋼板の板厚(mm)

30

3.2

板厚(mm)

25

2.3

個数

20

20

配置（角度）

18°18°

高さ×幅(mm)

3800×2200

378×220

内径(mm)

1200

120

個数

10

10

配置(角度)

36°

36°

鋼材

SPV490

SS400

300

300

ベント管内蔵あり（以下，参考）

外筒鋼板）

たてリブ
開口部
ベント管

材質

※３

コンクリート
設計基準強度 (kg/cm2)※１：柏崎刈羽原子力発電所の他号炉も含めて採用されている方式※２：柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び７号炉固有の構造（改良型沸騰水型原子炉）※３：ベント管の断面積や断面二次モーメントは RPV ペデスタル全体に対して小さいことから，既工認同様に復元力特性の設定においてベント管の板厚は考慮しない。

別紙 4-添 5-13

（参考１）実機 RPV ペデスタルの荷重状態
実機 RPV ペデスタルは，上部ペデスタルに設けたブラケット部にて原子炉圧力容器を支持している。地震時に原子炉圧力容器へ作用する荷重は，原子炉圧力容器支持スカート及び原子炉圧力容器基礎ボルトを介して曲げモーメントとして RPV ペデスタルへ伝達されることから，実機 RPV ペデスタルへ作用する荷重は曲げが支配的となる。

原子炉圧力容器支持スカート(RPV ペデスタル)

参考図 1 RPV ペデスタル概略図

別紙 4-添 5-14

（参考２）試験体と実機 RPV ペデスタルの鉛直方向の圧縮応力度について
試験当時の設計荷重に基づく試験体の鉛直方向の圧縮応力度（1.2N/mm2）に対し，実機の圧縮応力度（約 1.0N/mm2，評価断面により異なる）は僅かに相違がある（参考表 1）ものの，この差が試験体の終局変形に与える影響は小さい。
また，SC 規程を参考にしたスケルトンカーブの評価においては，試験体及び実機 RPV ペ
デスタルのそれぞれの圧縮応力度に応じた鉛直方向軸応力度 σv を用いることから，実機構造の再現性の観点でこの差による影響は無いと言える。
参考表 1 実機 RPV ペデスタル及び試験体の鉛直方向の圧縮応力度
実機 RPV ペデスタル※１

試験※２（鉛直力として付加）

約 1.0 N/mm2

1.2 N/mm2※１：RPV ペデスタルが支持する RPV，原子炉遮蔽壁，ダイヤフラムフロア等の総重量を，コンクリートと鋼板のヤング係数比から，鋼板部分をコンクリートの断面積相当に換算した鉛直方向圧縮応力度。
※２：試験当時の設計荷重相当の鉛直力（軸力）を，※１と同様にコンクリート基準の鉛
直方向圧縮応力度に換算したもの。

別紙 4-添 5-15

添付資料-3：SC 規程を参考にした RPV ペデスタルのスケルトンカーブ導出過程

別紙 4-添 3-1

目次
１．SC 規程を参考にした試験体のスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・3
２．試験体の計算過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・5（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・5（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・11
３．SC 規程を参考にした実機 RPV ペデスタルのスケルトンカーブ導出過程・・・・23
４．下部ペデスタルの計算過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・25（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・25（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・34
５．上部ペデスタルの計算過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・50（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・50（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程・・・・・・・・・・・・・・・・・・・59

別紙 4-添 3-2

１．SC 規程を参考にした試験体のスケルトンカーブ導出過程
RPV ペデスタルの復元力特性を SC 規程を参考にして設定する際に検討した追加検討事項の妥当性を確認するため，追加検討事項を反映した復元力特性の評価式を用いて作成した既往の試験体の荷重－変位特性と，試験で実測された試験体の荷重－変位特性の整合性を確認することにより，追加検討事項の妥当性を判断している。
ここでは，妥当性検証に用いた，SC 規程を参考にした試験体の曲げ及びせん断のスケル
トンカーブの導出過程を説明する。
また，試験体の加力方向は１方向であるため，スケルトンカーブの設定は加力方向１方向
に対して行う。なお，試験体は各層共通してベント管を内蔵していることから，より複雑な構造である開口部を有する断面を具体的計算過程提示の代表として抽出した。
（図 1-1）

別紙 4-添 3-3

代表断面

要素分割図

縦リブ鋼板（隔壁）
外筒鋼板

内筒鋼板

ベント管
充填コンクリート

図 1-1 スケルトンカーブ設定の具体的計算過程提示の代表断面

別紙 4-添 3-4

２．試験体の計算過程（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程
a. 試験体の構造特性を踏まえた評価式（第１折点）
・ Ｍ１＝Ｚｅ・（ｆｔ＋σv） ただし，ｆｔ=0 とする
・ φ１は初期剛性とＭ１の交点（φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ））
注）下部ペデスタルはコンクリート部がベースプレートにて完全に分断されておりコンクリート部の引張による抵抗が期待できないため ft=0 となる。
Ｚｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面係数(mm3) （＝Ｉｅ／（Ｄ／２））
Ｄ／２：中心から最外縁までの距離（Ｄは最外直径）ｆｔ：コンクリートの曲げ引張強度(N/mm2)（＝0.38√σB）
σＢ ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)

ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)

σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面積））
Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)
Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)
Ｉｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメント(mm4)（各鋼板の断面二次モーメントの和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面二次モーメント）
第１折点は，ペデスタル円筒の曲げ引張側の死荷重による圧縮応力(σｖ)がゼロとなる時
点のＭ及びφを表している。

(第２折点)
・ Ｍ２＝Ｍｙ・ φ２＝φｙＭｙ：鋼板降伏時モーメント（N・mm）
φｙ：鋼板降伏時曲率（1/mm）

別紙 4-添 3-5

b. 具体的計算過程（第１折点）
ベント管及びアクセストンネルを模擬した開口による断面欠損を考慮し算出する。（図2(1)-1）
コンクリート厚 163.6mm

加力方向の中立軸

ベント管(直径 120mm)
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 2.3mm)
外径 1400mm

外筒鋼板(板厚 3.2mm)
内筒鋼板(板厚 3.2mm)
図 2(1)-1 断面二次モーメント及び断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，試験体の規格値を用いる。また，各部材断面の断面二次モーメント及び断面積は，実機 RPV ペデスタルと同様に求める。
（表 2(1)-1，表2(1)-2）
コンクリートのヤング係数Ｅｃは，既工認と同様に鉄筋コンクリート構造計算規準に基づいて，コンクリートの単位体積重量γ=2.3t/m3 及び圧縮強度を用いて求める。
1 .5

Ｅｃ＝ 2.1 10 5

2. 3

σB
200

＝2.6×105(kg/cm2)＝2.55×104(N/mm2)・・・・・（式 2 (1)-1）

表 2 (1)-1 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm2)

鋼板のヤング係数Ｅｓ
コンクリートの圧縮強度σＢ

根拠

2192,000 (N/mm )29.4 (N/mm2)(300(kg/cm2))

別紙 4-添 3-6

鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）
告示 501 号
設計基準強度表 2(1)-2 各部材断面の断面二次モーメント及び断面積
項目

値

コンクリート部の断面二次モーメントＩｃ

4

(mm )

図 2(1)-1 の水色部分

5.0359×109 (mm4)

図 2(1)-1 の赤線部分

9.91886×10

各鋼板の断面二次モーメントの和Ｉs

対象箇所
10

5

2

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ5.19×10 (mm )図 2(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ

2.85×104 (mm2)

図 2(1)-1 の赤線部分

各部材断面の断面二次モーメント（表 2(1)-2）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメントＩｅを求める。
Ｉｅ＝Ｉｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ｉｃ＝3.79174×1010＋9.91886×1010＝1.37106×1011 (mm4)・・・・・（式 2(1)-2）

中心から最外縁までの距離Ｄ／２＝700mm（Ｄは最外直径）を用いて，鋼板を考慮したコ
ンクリートの断面係数Ｚｅを求める。
Ｚｅ＝Ｉｅ／（Ｄ／２）＝1.95866×108(mm3)・・・・・（式 2(1)-3）

試験体に負荷される鉛直方向のプレストレス力によるペデスタル鉛直方向の軸力Ｎ（＝9.23×105 (N)）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖを求める。
σｖ＝Ｎ／（Ａｎ，ｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ａｎ，ｃ）＝1.26 (N/mm2)・・・・・（式 2(1)-4）

以上より，第１折点の曲げモーメント M1 及び曲率 φ1 を算出する。
Ｍ１＝Ｚｅ・σv＝2.47×102(kN・m)

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝7.06×10-5・・・・・（式 2(1)-5）(1/m)

別紙 4-添 3-7

・・・・・（式 2(1)-6）

（第２折点）RPV ペデスタルの断面をファイバーモデルとしてモデル化し，漸増させる荷重（モーメント）に対して収束計算により中立軸と曲率を求め，鋼板とコンクリートの応力度σとひずみεを導出する。
鋼板が降伏状態に至る際のモーメント及び曲率が，それぞれ第２折点のモーメント M2 及び曲率φ2 となる。
●モデル化方法
RPV ペデスタルの断面をファイバーモデルとしてモデル化する際は，ベント管及びアクセ
ストンネルを模擬した開口によるコンクリート及び鋼板の断面欠損を考慮した等価板厚を用いる。（図 2(1)-2,3 参照）
本計算に用いるコンクリートの応力度σとひずみ ε の関係は，パラボラ型の応力ひずみ曲線を採用し，CEB-FIP(1)モデルに基づき設定し，圧縮強度到達以降はフラットとする。なお，引張側の強度は無視する。
また，鋼板の応力ひずみ関係は，完全弾塑性（バイリニア）を採用する。
●第２折点のモーメント M2 及び曲率φ2 の算出方法
荷重（モーメント）を漸増させていき，鋼板の応力度が降伏状態に至る際のモーメント及び曲率を算出する。

ベント管(直径 120mm)
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 2.3mm)

加力方向コンクリート厚 163.6mm

外径 1400mm

外筒鋼板(板厚 3.2mm)
内筒鋼板(板厚 3.2mm)

図 2(1)-2 ファイバーモデルに考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）

別紙 4-添 3-8

A

図 2(1)-3 ファイバーモデル構造図(黒線の間がコンクリート，青線が鋼板)

別紙 4-添 3-9

N：軸力
M：モーメント
xn：中立軸の位置（モデル左端からの距離）

φ：曲率
εc：コンクリートの圧縮ひずみ
εs：鋼板の圧縮ひずみc

コンクリート部の圧縮応力

図 2(1)-4 ファイバーモデルによる解析結果

σ(MPa)

σ(MPa)

Fc29.4MPa30

F=245MPa

400

0.85Fc=24.99MPa

25

300

20
15

200

10
100

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

5
0
0

0.001

0.002

0.003

ε

0.004

0.005

0.006

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ00(a) コンクリート

0.002

0.004

ε

0.006

(b) 鋼板図 2(1)-5 コンクリート及び鋼板の応力ひずみ関係
・第２折点の曲げモーメントＭ２＝2.27×103(kN・m)
・第２折点の曲率φ２＝1.47×10-3(1/m)

別紙 4-添 3-10

0.008

0.01

（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程
a. 評価式（第１折点)
・ Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳ）
・τcr
・ γ１＝τcr/ＧＣ
ただし， cr

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

注）*1：せん断ひび割れ強度については，RPV ペデスタルの内外円筒鋼板及び縦リブ間に充填されたコンクリートにベント管を埋め込んだ特殊な構造であり，コンクリ
ートに大きな開口欠損がある。ベント管周りのコンクリート部は実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，その影響を考慮して，せん断ひび
割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。
Ａｃ：コンクリートのせん断断面積(mm2)Ａｓ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｃ：コンクリートのせん断弾性係数(N/mm2)Ｇｓ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)

Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)

Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)

τｃｒ ：コンクリートのせん断ひび割れ強度(N/mm2)
σＢ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)
ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（コンクリート部の断面積））

第１折点は，ペデスタルのコンクリートと鋼板を考慮したせん断断面積（コンクリートのせん断断面積Ａｃ及びそれと等価なペデスタル鋼板のせん断断面積（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳの和）にコンクリートのせん断ひび割れ強度τｃｒを乗じた値，すなわちペデスタルコンクリート
部にせん断ひび割れが発生する点のＱ，γを表している。

別紙 4-添 3-11

(第２折点)Ａｓ ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)
Ｋα：鋼板のせん断剛性
Ｋβ：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性
σy：鋼板の降伏点強度(N/mm2)
第１折点でコンクリートにひび割れが発生した後もコンクリートは圧縮方向（ひび割れ
角度θの方向）にのみ抵抗する弾性体（異方性弾性体）として挙動し，鋼板と一体となってせん断力に抵抗する。
第２折点の評価に用いるコンクリートの有効せん断剛性Ｋβは，SC 規程の附属書 2.1 解説
及び，コンクリートひび割れ後のコンクリートと鋼板の挙動に関する既往知見(2)に示される
以下の理論式を用いて，ｃＱ＝Ｋβ・γ，δ＝Ｈ・γの関係より算出する。

cQ =

1−
・ ・

2

C1 = L・cosθ

C2 = H・sinθ

(

2

+

−

)

1
2・

・
( 1 + 2)

−

ここで，
cQ

：コンクリートの受け持つせん断力(N)δ：水平変位(mm)γ：せん断ひずみ度

cE：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数で，コンクリートのヤング係数に0.7 を乗じた値を用いる。(N/mm2)sE：鋼材のヤング係数(N/mm2)

ct:コンクリート板厚(mm)

別紙 4-添 3-12cν ：コンクリートのポアソン比sν ：鋼材のポアソン比
L：隔壁の間隔(mm)H：隔壁の高さ(mm)sAy ：鋼材の水平断面の断面積(mm2)sAx ：鋼材の鉛直断面の断面積(mm2)
θ：圧縮ストラット角度（θ = tan）（θ=45°とした場合の評価式が SC 規程に例示されている。）

別紙 4-添 3-13

b. 具体的計算過程（第１折点）
ベント管及び開口による断面欠損を考慮し算出する。（図 2(2)-1）
コンクリート厚 163.6mm
ベント管(直径 120mm)
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 2.3mm)

外径 1400mm

外筒鋼板(板厚 3.2mm)
内筒鋼板(板厚 3.2mm)
図 2(2)-1 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，試験体の規格値を用いる。また，各部材のせん
断断面積は，実機 RPV ペデスタルと同様に求める。
（表 2(2)-1，表 2(2)-2）
コンクリート及び鋼板のせん断弾性係数Ｇｃ，Ｇs は，以下に示す式により，それぞれのヤング係数，ポアソン比νｃ=0.167，νｓ=0.3 を用いて求める。

Ｇ ｃ＝

Ec ＝10900(N/mm2)2(1 ν)

・・・・・（式 2(2)-1）

Ｇ ｓ＝

Es ＝73900(N/mm2)2(1 ν)

・・・・・（式 2(2)-2）

別紙 4-添 3-14

表 2(2)-1 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのせん断弾性係数Ｇｃ10,900 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(2)-1）

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm2)式 2(2)-2

2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm2)

告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ

29.4 (N/mm2)

設計基準強度

表 2(2)-2 各部材断面のせん断断面積
項目

値

対象箇所

コンクリートのせん断断面積Ａｃ

2.595×105 (mm2)

図 2(2)-1 の水色部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ

1.425×104 (mm2)

図 2(2)-1 の赤線部分鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖは，曲げのスケルトンカーブ算出に用いた値と同一であり，σｖ＝1.26 (N/mm2)となる。
コンクリートの圧縮強度σB（表 2(2)-1）とσｖを用いて，コンクリートのせん断ひび割
れ強度τcr を求める。

cr

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

＝1.11 (N/mm2)・・・・・（式 2(2)-3）注）*1：せん断ひび割れ強度については，RPV ペデスタルの内外円筒鋼板及び縦リブ間に充填されたコンクリートにベント管を埋め込んだ特殊な構造であり，コンクリ
ートに大きな開口欠損がある。ベント管周りのコンクリート部は実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，その影響を考慮して，せん断ひび
割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。

以上より，第１折点のせん断力 Q1 及びせん断変形角 γ1 を算出する。
Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）・ＡＳ）
・τcr＝3.95×102 (kN)
γ１＝τcr/ＧＣ＝1.02×10

-4

(rad)

・・・・・（式 2(2)-4）

・・・・・（式 2(2)-5）

別紙 4-添 3-15

（第２折点）
コンクリートひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを算出する際は，断面全体のうち半分がせん断力に対して有効な領域と仮定し，SC構造体ユニット①，②それぞれについて，全１０箇所の半分に相当する５箇所分の剛性を評価する。
具体的には，次に示す手順で層全体のＫβを求める。
・SC 構造体ユニット①と SC 構造体ユニット②それぞれのＫβを求める。
・層全体のＫβを求める。
（層全体のＫβ＝SC 構造体ユニット①のＫβ×5＋SC 構造体ユニット②のＫβ×5）

SC 構造体ユニット①
SC 構造体ユニット②

ベント管(直径 120mm)
外筒鋼板(板厚 3.2mm)

外径 1400mm

コンクリート厚 163.6mm
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 2.3mm)

内筒鋼板(板厚 3.2mm)

図 2(2)-2 SC 構造体ユニット（赤が鋼板，青がコンクリート）

鋼板のせん断剛性Ｋαは，第１折点と同様に方向に応じた部材断面を考慮し求める。

別紙 4-添 3-16

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット①）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，試験体の規格値を用いる。Ｋβの算出は，実機試験体の構造（寸法）に応じた値を用いて行う。
（図 2(2)-3，表 2(2)-3，表 2(2)-4）

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

表 2(2)-3 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000 (N/mm2)

告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 2(2)-4 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

1,630 (mm)

図 2(2)-3 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

193.2 (mm)

図 2(2)-3 の長さ L

コンクリート板厚 ct

163.6 (mm)

図 2(2)-3 の ct

鋼材の水平断面の断面積 sAy

1,236 (mm2)-

鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

10,432 (mm2)-

別紙 4-添 3-17

圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット①の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝83.2(°)

・・・・・（式 2(2)-6）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，コンクリートのヤング係数Ｅｃに0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅｃ＝17,850(N/mm2)・・・・・（式 2(2)-7）以上より，SC 構造体ユニット①ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ=−sν ＝ − 0.00525

・・・・・（式 2(2)-8）−sν ＝1.29477

・・・・・（式 2(2)-9）θθ(cosθ)

・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct・sin2θ 2・sE

＝2.39×106(N)・・・・・（式 2(2)-10）

別紙 4-添 3-18

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット②）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，試験体の規格値を用いる。Ｋβの算出は，実機試験体の構造（寸法）に応じた値を用いて行う。
（図 2(2)-4，表 2(2)-5，表 2(2)-6）

ベント管

ct’＝Ac/2/L
として有効厚さを計算

コンクリート
せん断力
鋼板

高さ H
θ
長さ L

図 2(2)-4 SC 構造体ユニット②（赤が鋼板，水色がコンクリート）

表 2(2)-5 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000 (N/mm2)

告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 2(2)-6 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

1,630 (mm)

図 2(2)-4 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

96.6 (mm)

図 2(2)-4 の長さ L

コンクリート板厚 ct

163.6 (mm)

図 2(2)-4 の ct

鋼材の水平断面の断面積 sAy

618 (mm2)-

鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

10,432 (mm2)-

別紙 4-添 3-19

圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット②の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝86.6(°)

・・・・・（式 2(2)-11）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，コンクリートのヤング係数Ｅｃに0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅｃ＝17,850 (N/mm2)・・・・・（式 2(2)-12）SC 構造体ユニット②では，コンクリート部にベント管が内蔵されていることから，Ｋβの算出に用いるコンクリート厚さは，ベント管を除くコンクリート部の断面積 Ac のうち，半分が有効とし，SC 構造体ユニットの長さ L で除することにより求まる有効板厚 ct’を用いる。
ct’＝Ac/2/L＝105.1(mm)・・・・・（式 2(2)-13）以上より，SC 構造体ユニット②ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ=−sν ＝ − 0.00274

・・・・・（式 2(2)-14）−sν ＝2.62549

・・・・・（式 2(2)-15）θθ(cosθ)

・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct・sin2θ 2・sE

＝2.56×105 (N)・・・・・（式 2(2)-16）●層全体のＫβ層全体のＫβは，＝SC 構造体ユニット①のＫβ×5＋SC 構造体ユニット②のＫβ×5＝1.32××107 (N)・・・・・（式 2(2)-17）

別紙 4-添 3-20

●Ｋαの算出方法
ベント管による断面欠損を考慮し算出する。
（図 2(2)-5）
コンクリート厚 163.6mm
ベント管(直径 120mm)
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 2.3mm)

外径 1400mm

外筒鋼板(板厚 3.2mm)
内筒鋼板(板厚 3.2mm)
図 2(2)-5 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，試験体の規格値を用いる。Ｋαの算出は，実機試
験体の構造（寸法）に応じた値を用いて行う。（表 2(2)-7，表 2(2)-8）

表 2(2)-7 鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm2)

告示 501 号

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ273,900 (N/mm )式 2(2)-2

鋼板の降伏点強度σｙ245 (N/mm2)

JIS G 3101

表 2(2)-8 各部材の主要寸法
項目
鋼板のせん断断面積Ａｓ

値

対象箇所
4

2

1.425×10 (mm )別紙 4-添 3-21

図 2(2)-5 の赤線部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ及びせん断弾性係数Ｇｓを用いて鋼板のせん断剛性Ｋαを求める。
K =・G ＝105×107 (N)・・・・・（式 2(2)-18）以上より，式 2(2)-17 で求めた，ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを用いて，第２折点のせん断力 Q2 及びせん断変形角 γ2 を算出する。
K ＝ 105×107 (N)K β ＝1.32×107 (N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

・σ

+

＝2.04×103 (kN)・・・・・
（式 2(2)-19）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝1.92×10-3 (rad)・・・・・（式 2(2)-20）

別紙 4-添 3-22

３．SC 規程を参考にした実機 RPV ペデスタルのスケルトンカーブ導出過程
RPV ペデスタルは各断面で中間鋼板の有無やベント管による開口の有無といった構造の差異があるが，既工認では構造の差異について各要素で個別に考慮し剛性を算定している。
今回の非線形特性を考慮したスケルトンカーブの設定においても既工認同様に各断面の構造の差異を考慮し，複雑な断面形状を有する実機 RPV ペデスタルに対して，構造に応じた検討を行った上で SC 規程を参考にスケルトンカーブを設定する。
本項では，曲げ及びせん断のスケルトンカーブの具体的導出過程を示す。
上部ペデスタルは，各層で連通孔の有無，ベント取入孔の有無及び中間鋼板の個数という点で構造上の特徴が異なる。（表 3-1）
スケルトンカーブの設定においては，いずれの層においても，中間鋼板を断面積等の算定に含め，連通孔及びベント取入孔による開口分の断面欠損を考慮するという点は共通で，計算過程も同一であることから，ここでは一例として RPV 支持点上部の計算過程を示す。
表 3-1 上部ペデスタルの構造上の特徴
連通孔

ベント取入孔中間鋼板の個数RPV 支持点上部

あり

無し

２

RPV 支持点下部

あり

無し

１

ベント取入孔部無し

あり

１

下部ペデスタルは，各層共通してベント管を内蔵していることから，ベント管以外の構造物を含む下部ドライウェルアクセストンネルを有する断面を代表として計算過程を示す。
代表として計算過程を示す断面を図 3-1 に示す。

別紙 4-添 3-23

Ｗ
Ｓ

Ｎ
Ｅ

9440
原子炉圧力容器
基礎ボルト

14000
中間鋼板
（t=30）

代表断面

連通孔

外筒鋼板
（t=30）
内筒鋼板（t=30）たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

11

上部ペデスタル

10600
14000
中間鋼板
（t=30）連通孔 Ｃ
たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

10600

10
9

RPV 支持点下部

8
ベント取入孔部
7

Ｃ

6

下部ペデスタル外筒鋼板（t=30） 内筒鋼板
（t=30）

RPV 支持点上部

Ｄ

T.M.S.L-8200

5

Ｄ

4
3
2
1

14000
中間鋼板
（t=30）

ベント取入孔部

外筒鋼板
内筒鋼板 Ｃ－Ｃ断面(ｔ＝30)（t=30）たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

10600
代表断面

14000
ベント管

外筒鋼板
(ｔ＝30)
内筒鋼板（t=30）

Ｄ－Ｄ断面(単位：mm)

たてリブ鋼板（隔壁）（t=25）

図 3-1 スケルトンカーブ設定の具体的計算過程提示の代表断面
別紙 4-添 3-24

４．下部ペデスタルの計算過程（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程
a. RPV ペデスタルの構造特性を踏まえた評価式（第１折点）
・ Ｍ１＝Ｚｅ・（ｆｔ＋σv） ただし，ｆｔ=0 とする
・ φ１は初期剛性とＭ１の交点（φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ））
注）下部ペデスタルはコンクリート部がベースプレートにて完全に分断されておりコンクリート部の引張による抵抗が期待できないため ft=0 となる。
Ｚｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面係数(mm3) （＝Ｉｅ／（Ｄ／２））
Ｄ／２：中心から最外縁までの距離（Ｄは最外直径）ｆｔ：コンクリートの曲げ引張強度(N/mm2)（＝0.38√σB）
σＢ ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)

ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)

σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面積））
Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)
Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)
Ｉｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメント(mm4)（各鋼板の断面二次モーメントの和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面二次モーメント）
第１折点は，ペデスタル円筒の曲げ引張側の死荷重による圧縮応力(σｖ)がゼロとなる時
点のＭ及びφを表している。

(第２折点)
・ Ｍ２＝Ｍｙ・ φ２＝φｙＭｙ：鋼板降伏時モーメント（N・mm）
φｙ：鋼板降伏時曲率（1/mm）

別紙 4-添 3-25

b. 具体的計算過程（第１折点）●NS 方向
ベント管及び下部ドライウェルアクセストンネル（以下「アクセストンネル」という）による断面欠損を考慮し算出する。（図 4(1)-1）
コンクリート厚 1640mm

NS 方向の中立軸

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
アクセス

ベント管
(直径 1200mm)

外径 14000mm

トンネル（2 ヶ所）

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)
図 4(1)-1 断面二次モーメント及び断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面の断面二次モーメント及び断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表 4(1)-1，表 4(1)-2）
表 4(1)-1 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm2)

鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

2

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm )告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ

29.4 (N/mm2)

設計基準強度

表 4(1)-2 各部材断面の断面二次モーメント及び断面積
項目

値

対象箇所
14

コンクリート部の断面二次モーメントＩｃ

4

9.93430×10 (mm )図 4(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面二次モーメントの和Ｉs

5.3917×1013 (mm4)

図 4(1)-1 の赤線部分

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ4.4807×107 (mm2)

図 4(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ

別紙 4-添 3-26

62

2.463×10 (mm )図 4(1)-1 の赤線部分

各部材断面の断面二次モーメント（表 4(1)-2）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメントＩｅを求める。
Ｉｅ＝Ｉｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ｉｃ＝4.05963×1014＋9.93430×1014＝1.39939×1015(mm4) ・・・・・（式 4(1)-1）
中心から最外縁までの距離Ｄ／２＝7,000mm（Ｄは最外直径）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面係数Ｚｅを求める。
Ｚｅ＝Ｉｅ／（Ｄ／２）＝1.99913×1011(mm3)・・・・・（式 4(1)-2）

ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力Ｎ（＝7.50×107(N)）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖを求める。
σｖ＝Ｎ／（Ａｎ，ｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ａｎ，ｃ）＝1.18(N/mm2)・・・・・（式 4(1)-3）

以上より，第１折点の曲げモーメント M1 及び曲率 φ1 を算出する。
Ｍ１＝Ｚｅ・σv＝2.36×105(kN・m)

・・・・・（式 4(1)-4）-6

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝6.61×10 (1/m)

別紙 4-添 3-27

・・・・・
（式 4(1)-5）

●EW 方向
ベント管及びアクセストンネルによる断面欠損を考慮し算出する。（図 4(1)-2）
コンクリート厚 1640mm

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
アクセス

ベント管
(直径 1200mm)

EW 方向の中立軸トンネル（2 ヶ所）

外径 14000mm

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)

図 4(1)-2 断面二次モーメント及び断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面の断面二次モーメント及び断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表 4(1)-3，表 4(1)-4）
表 4(1)-3 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm2)

告示 501 号

表 4(1)-4 各部材断面の断面二次モーメント及び断面積
項目

値

対象箇所
14

コンクリート部の断面二次モーメントＩｃ

4

7.24900×10 (mm )図 4(1)-2 の水色部分

各鋼板の断面二次モーメントの和Ｉs

4.3908×1013 (mm4)

図 4(1)-2 の赤線部分

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ24.4807×10 (mm )図 4(1)-2 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ2.463×106 (mm2)

図 4(1)-2 の赤線部分

別紙 4-添 3-28

7

各部材断面の断面二次モーメント（表 4(1)-4）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメントＩｅを求める。
Ｉｅ＝Ｉｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ｉｃ＝3.30601×1014＋7.24900×1014＝1.05550×1015(mm4)・・・・・（式 4(1)-6）

中心から最外縁までの距離Ｄ／２＝7,000mm（Ｄは最外直径）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面係数Ｚｅを求める。
Ｚｅ＝Ｉｅ／（Ｄ／２）＝1.50786×1011(mm3)・・・・・（式 4(1)-7）

ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力Ｎ（＝7.50×107(N)）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖを求める。
σｖ＝Ｎ／（Ａｎ，ｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ａｎ，ｃ）＝1.18(N/mm2)・・・・・（式 4(1)-8）以上より，第１折点の曲げモーメント M1 及び曲率 φ1 を算出する。
Ｍ１＝Ｚｅ・σv＝1.78×105 (kN・m)

・・・・・（式 4(1)-9）-6

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝6.61×10 (1/m)

別紙 4-添 3-29

・・・・・
（式 4(1)-10）

（第２折点）RPV ペデスタルの断面をファイバーモデルとしてモデル化し，漸増させる荷重（モーメント）に対して収束計算により中立軸と曲率を求め，鋼板とコンクリートの応力度σとひずみεを導出する。
鋼板が降伏状態に至る際のモーメント及び曲率が，それぞれ第２折点のモーメント M2 及び曲率φ2 となる。
●モデル化方法
RPV ペデスタルの断面をファイバーモデルとしてモデル化する際は，ベント管及びアクセ
ストンネルによるコンクリート及び鋼板の断面欠損を考慮した等価板厚を用いる。（図4(1)-3～5 参照）
本計算に用いるコンクリートの応力度σとひずみ ε の関係は，パラボラ型の応力ひずみ曲線を採用し，CEB-FIP(1)モデルに基づき設定し，圧縮強度到達以降はフラットとする。なお，引張側の強度は無視する。
また，鋼板の応力ひずみ関係は，完全弾塑性（バイリニア）を採用する。
●第２折点のモーメント M2 及び曲率φ2 の算出方法
荷重（モーメント）を漸増させていき，鋼板の応力度が降伏状態に至る際のモーメント及び曲率を算出する。

コンクリート厚 1640mm

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)

ベント管(直径 1200mm)

アクセス
トンネル（2 ヶ所）

外筒鋼板(板厚 30mm)

外径 14000mm

内筒鋼板(板厚 30mm)
図 4(1)-3 ファイバーモデルに考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）

別紙 4-添 3-30

●NS 方向A

図 4(1)-4 ファイバーモデル構造図(黒線の間がコンクリート，青線が鋼板)【NS 方向】●EW 方向図 4(1)-5 ファイバーモデル構造図(黒線の間がコンクリート，青線が鋼板) 【EW 方向】

別紙 4-添 3-31

N：軸力
M：モーメント
xn：中立軸の位置（モデル左端からの距離）●NS 方向

φ：曲率
εc：コンクリートの圧縮ひずみ
εs：鋼板の圧縮ひずみ

コンクリート部の圧縮応力

図 2(1)-6 ファイバーモデル解析結果

図 4(1)-6 ファイバーモデルによる解析結果 【NS 方向】

σ(MPa

σ(MPa)

Fc29.4MPa30

SPV490 F=426MPa

500

0.85Fc=24.99MPa

25

400

20

300

15
200

10

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

5
0
0

0.001

0.002

0.003

ε

0.004

0.005

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

100

0.006

0
0

0.002

0.004

(a) コンクリート

ε

0.006

0.008

(b) 鋼板図 4(1)-7 コンクリート及び鋼板の応力ひずみ関係
・第２折点の曲げモーメントＭ２＝3.70×106(kN・m)
・第２折点の曲率φ２＝2.50×10-4(1/m)

別紙 4-添 3-32

【NS 方向】

0.01

N：軸力
M：モーメント
xn：中立軸の位置（モデル左端からの距離）●EW 方向

φ：曲率
εc：コンクリートの圧縮ひずみ
εs：鋼板の圧縮ひずみ

コンクリート部の圧縮応力

図 2(1)-6 ファイバーモデル解析結果

図 4(1)-8 ファイバーモデルによる解析結果 【EW 方向】

σ(MPa

σ(MPa)

Fc29.4MPa30

SPV490 F=426MPa

500

0.85Fc=24.99MPa

25

400

20

300

15
200

10

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

5
0
0

0.001

0.002

0.003

ε

0.004

0.005

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

100

0.006

0
0

(a) コンクリート

0.002

0.004

ε

0.006

0.008

(b) 鋼板図 4(1)-9 コンクリート及び鋼板の応力ひずみ関係 【EW 方向】
・第２折点の曲げモーメントＭ２＝2.93×106(kN・m)
・第２折点の曲率φ２＝2.56×10-4(1/m)

別紙 4-添 3-33

0.01

（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程
a. 評価式（第１折点)
・ Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳ）
・τcr
・ γ１＝τcr/ＧＣ
ただし， cr

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

注）*1：せん断ひび割れ強度については，RPV ペデスタルの内外円筒鋼板及び縦リブ間に充填されたコンクリートにベント管を埋め込んだ特殊な構造であり，コンクリ
ートに大きな開口欠損がある。ベント管周りのコンクリート部は実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，その影響を考慮して，せん断ひび
割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。
Ａｃ：コンクリートのせん断断面積(mm2)Ａｓ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｃ：コンクリートのせん断弾性係数(N/mm2)Ｇｓ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)

Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)

Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)

τｃｒ ：コンクリートのせん断ひび割れ強度(N/mm2)
σＢ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)
ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（コンクリート部の断面積））

第１折点は，ペデスタルのコンクリートと鋼板を考慮したせん断断面積（コンクリートのせん断断面積Ａｃ及びそれと等価なペデスタル鋼板のせん断断面積（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳの和）にコンクリートのせん断ひび割れ強度τｃｒを乗じた値，すなわちペデスタルコンクリート
部にせん断ひび割れが発生する点のＱ，γを表している。

別紙 4-添 3-34

(第２折点)Ａｓ ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)
Ｋα：鋼板のせん断剛性
Ｋβ：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性
σy：鋼板の降伏点強度(N/mm2)
第１折点でコンクリートにひび割れが発生した後もコンクリートは圧縮方向（ひび割れ
角度θの方向）にのみ抵抗する弾性体（異方性弾性体）として挙動し，鋼板と一体となってせん断力に抵抗する。
第２折点の評価に用いるコンクリートの有効せん断剛性Ｋβは，SC 規程の附属書 2.1 解説
及び，コンクリートひび割れ後のコンクリートと鋼板の挙動に関する既往知見(2)に示される
以下の理論式を用いて，ｃＱ＝Ｋβ・γ，δ＝Ｈ・γの関係より算出する。

cQ =

1−
・ ・

2

C1 = L・cosθ

C2 = H・sinθ

(

2

+

−

)

1
2・

・
( 1 + 2)

−

ここで，
cQ

：コンクリートの受け持つせん断力(N)δ：水平変位(mm)γ：せん断ひずみ度

cE：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数で，コンクリートのヤング係数に0.7 を乗じた値を用いる。(N/mm2)sE：鋼材のヤング係数(N/mm2)

ct:コンクリート板厚(mm)

別紙 4-添 3-35cν ：コンクリートのポアソン比sν ：鋼材のポアソン比
L：隔壁の間隔(mm)H：隔壁の高さ(mm)sAy ：鋼材の水平断面の断面積(mm2)sAx ：鋼材の鉛直断面の断面積(mm2)
θ：圧縮ストラット角度（θ = tan）（θ=45°とした場合の評価式が SC 規程に例示されている。）

別紙 4-添 3-36

b. 具体的計算過程（第１折点）●NS 方向
ベント管及びアクセストンネルによる断面欠損を考慮し算出する。（図 4(2)-1）
ベント管(直径 1200mm)

コンクリート厚 1640mm

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
外径 14000mm

内筒鋼板(板厚 30mm)

外筒鋼板(板厚 30mm)

図 4(2)-1 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。
（表 4(2)-1，表 4(2)-2）

別紙 4-添 3-37

表 4(2)-1 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのせん断弾性係数Ｇｃ10,900 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(2)-1）

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm2)式 2(2)-2

2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm2)

告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ

29.4 (N/mm2)

設計基準強度

表 4(2)-2 各部材断面のせん断断面積
項目

値

対象箇所

コンクリートのせん断断面積Ａｃ

1.8776×107 (mm2)

図 4(2)-1 の水色部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ

1.099×106 (mm2)

図 4(2)-1 の赤線部分鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖは，曲げのスケルトンカーブ算出に用いた値と同一であり，σｖ＝1.18(N/mm2)となる。
コンクリートの圧縮強度σB（表 4(2)-1）とσｖを用いて，コンクリートのせん断ひび割
れ強度τcr を求める。

cr

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

＝1.10(N/mm2)・・・・・（式 4(2)-1）注）*1：せん断ひび割れ強度については，RPV ペデスタルの内外円筒鋼板及び縦リブ間に充填されたコンクリートにベント管を埋め込んだ特殊な構造であり，コンクリ
ートに大きな開口欠損がある。ベント管周りのコンクリート部は実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，その影響を考慮して，せん断ひび
割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。

以上より，第１折点のせん断力 Q1 及びせん断変形角 γ1 を算出する。
Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）・ＡＳ）
・τcr＝2.88×104(kN)-4

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

・・・・・（式 4(2)-3）

別紙 4-添 3-38

●EW 方向
ベント管による断面欠損を考慮し算出する。
（図 4(2)-2）
コンクリート厚 1640mm

ベント管(直径 1200mm)

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
外径 14000mm

内筒鋼板(板厚 30mm)
外筒鋼板(板厚 30mm)
図 4(2)-2 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。
（表 4(2)-3，表 4(2)-4）
表 4(2)-3 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのせん断弾性係数Ｇｃ10,900 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(2)-1）

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm2)式 2(2)-2

2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm2)

告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ

29.4 (N/mm2)

設計基準強度

別紙 4-添 3-39

表 4(2)-4 各部材断面のせん断断面積
項目

値

対象箇所

コンクリートのせん断断面積Ａｃ

2.6031×107 (mm2)6鋼板のせん断断面積Ａｓ

図 4(2)-2 の水色部分

2

1.364×10 (mm )図 4(2)-2 の赤線部分鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖは，曲げのスケルトンカーブ算出に用いた値と同一であり，σｖ＝1.18(N/mm2)となる。
コンクリートの圧縮強度σB（表 4(2)-3）とσｖを用いて，コンクリートのせん断ひび割
れ強度τcr を求める。

cr

0.5*1× 0.31

B

0.31

B

V

＝1.10(N/mm2)・・・・・（式 4(2)-4）注）*1：せん断ひび割れ強度については，RPV ペデスタルの内外円筒鋼板及び縦リブ間に充填されたコンクリートにベント管を埋め込んだ特殊な構造であり，コンクリ
ートに大きな開口欠損がある。ベント管周りのコンクリート部は実際には複雑な応力状態を形成していると考えられるため，その影響を考慮して，せん断ひび
割れ強度τcr の 0.5 倍の値を仮定し用いる。

以上より，第１折点のせん断力 Q1 及びせん断変形角 γ1 を算出する。
Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）・ＡＳ）
・τcr＝3.88×104(kN)-4

γ１＝τcr/ＧＣ＝1.01×10 (rad)・・・・・（式 4(2)-5）

・・・・・（式 4(2)-6）

別紙 4-添 3-40

（第２折点）下部ペデスタルは，各層を通じて概ね均一な断面であることから，コンクリートひび割
れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを算出する際は，平均的な断面として基部の断面を用いる。また，試験体を用いて妥当性を確認した手法と同様に，断面全体のうち半分がせん断力に対して有効な領域とし，SC 構造体ユニット①，②それぞれについて，全１０箇所の半分に相当する５箇所分の剛性を評価する。
この場合，NS 及び EW の各方向に対する平均的なせん断剛性が得られることから，ＫβはNS 及び EW 方向について共通の値を用いる。
具体的には，次に示す手順で層全体のＫβを求める。
・SC 構造体ユニット①と SC 構造体ユニット②それぞれのＫβを求める。
・層全体のＫβを求める。
（層全体のＫβ＝SC 構造体ユニット①のＫβ×5＋SC 構造体ユニット②のＫβ×5）
ベント管(直径 1200mm)

SC 構造体ユニット①
SC 構造体ユニット②

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)

外径 14000mm
コンクリート厚1640mm

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)

図 4(2)-3 SC 構造体ユニット（赤：鋼板， 水色：コンクリート）

鋼板のせん断剛性Ｋαは，第１折点と同様に方向に応じた部材断面を考慮し求める。

別紙 4-添 3-41

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット①）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，既工認と同様の値を用い，Ｋβの算出は，実機
RPV ペデスタルの構造（寸法）に応じた値を用いて行う。（図 4(2)-4，表 4(2)-5，表
4(2)-6）

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

表 4(2)-5 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm2)

鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

2

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000 (N/mm )告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 4(2)-6 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

11,700 (mm)

図 4(2)-4 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

1,932 (mm)

図 4(2)-4 の長さ L

コンクリート板厚 ct

1,640 (mm)

図 4(2)-4 の ct

2

鋼材の水平断面の断面積 sAy

115,920 (mm )-鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

702,000 (mm2)-

別紙 4-添 3-42

圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット①の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝80.6(°)

・・・・・（式 4(2)-7）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，コンクリートのヤング係数Ｅｃに0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅｃ＝17,850(N/mm2)・・・・・（式 4(2)-8）以上より，SC 構造体ユニット①ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ=−sν ＝ − 0.00073 ・・・・・（式 4(2)-9）−sν ＝0.09743 ・・・・・（式 4(2)-10）θθ(cosθ)

・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct・sin2θ 2・sE

＝4.40×108(N)・・・・・（式 4(2)-11）

別紙 4-添 3-43

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット②）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，既工認と同様の値を用い，Ｋβの算出は，実機
RPV ペデスタルの構造（寸法）に応じた値を用いて行う。（図 4(2)-5，表 4(2)-7，表
4(2)-8）ct’＝Ac/2/L
として有効厚さを計算

ベント管

コンクリート
せん断力
鋼板

高さ H
θ
長さ L

図 4(2)-5 SC 構造体ユニット②（赤が鋼板，水色がコンクリート）
表 4(2)-7 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000 (N/mm2)

告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 4(2)-8 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

11,700 (mm)

図 4(2)-5 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L966 (mm)

図 4(2)-5 の長さ L

コンクリート板厚 ct

1,640 (mm)

図 4(2)-5 の ct

鋼材の水平断面の断面積 sAy

57,960 (mm2)-

鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

2-

別紙 4-添 3-44

702,000 (mm )圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット②の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝85.3(°)

・・・・・（式 4(2)-12）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，コンクリートのヤング係数Ｅｃに0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅｃ＝17,850 (N/mm2)・・・・・（式 4(2)-13）SC 構造体ユニット②では，コンクリート部にベント管が内蔵されていることから，Ｋβの算出に用いるコンクリート厚さは，ベント管を除くコンクリート部の断面積 Ac のうち，半分が有効とし，SC 構造体ユニットの長さ L で除することにより求まる有効板厚 ct’を用いる。
ct’＝Ac/2/L＝1,055(mm)・・・・・（式 4(2)-14）以上より，SC 構造体ユニット②ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ=−sν ＝ − 0.00040 ・・・・・（式 4(2)-15）−sν ＝0.20010 ・・・・・（式 4(2)-16）θθ(cosθ)

・H

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

＝4.70×107(N)・・・・・（式 4(2)-17）●層全体のＫβ層全体のＫβは，＝SC 構造体ユニット①のＫβ×5＋SC 構造体ユニット②のＫβ×5＝2.44×109(N)・・・・・（式 4(2)-18）

別紙 4-添 3-45

●Ｋαの算出方法●NS 方向
ベント管及びアクセストンネルによる断面欠損を考慮し算出する。（図 4(2)-6）ベント管(直径 1200mm)

コンクリート厚 1640mm

たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
外径 14000mm

外筒鋼板(板厚 30mm)

内筒鋼板(板厚 30mm)

図 4(2)-6 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
鋼板の材料物性値及び各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表4(2)-9，表 4(2)-10）
表 4(2)-9 鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm2)

告示 501 号

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ273,900 (N/mm )式 2(2)-2

鋼板の降伏点強度σｙ426 (N/mm2)

JIS G 3115

表 4(2)-10 鋼板のせん断断面積
項目
鋼板のせん断断面積Ａｓ

値

対象箇所
6

2

1.099×10 (mm )別紙 4-添 3-46

図 4(2)-6 の赤線部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ及びせん断弾性係数Ｇｓを用いて鋼板のせん断剛性Ｋαを求める。
K =・G ＝81.2×109(N)・・・・・（式 4(2)-19）

以上より，式 4(2)-18 で求めた，ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを用いて，第２折点のせん断力 Q2 及びせん断変形角 γ2 を算出する。
K ＝81.2×109(N)K β ＝2.44×109 (N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

+

＝2.78×105(kN)

・σ

・・・・・
（式 4(2)-20）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝3.32×10-3(rad)・・・・・（式 4(2)-21）

別紙 4-添 3-47

●EW 方向
ベント管による断面欠損を考慮し算出する。
（図 4(2)-7）
コンクリート厚 1640mm

ベント管(直径 1200mm)
外径 14000mm
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)

外筒鋼板(板厚 30mm)

図 4(2)-7 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
鋼板の材料物性値及び各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表4(2)-11，表 4(2)-12）
表 4(2)-11 鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm2)

告示 501 号

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ273,900 (N/mm )式 2(2)-2

鋼板の降伏点強度σｙ426 (N/mm2)

JIS G 3115

表 4(2)-12 鋼板のせん断断面積
項目
鋼板のせん断断面積Ａｓ

値

対象箇所
6

2

1.364×10 (mm )別紙 4-添 3-48

図 4(2)-7 の赤線部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ及びせん断弾性係数Ｇｓを用いて鋼板のせん断剛性Ｋαを求める。
K =・G ＝101×109(N)・・・・・（式 4(2)-22）

以上より，式 4(2)-18 で求めた，ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを用いて，第２折点のせん断力 Q2 及びせん断変形角 γ2 を算出する。
K ＝101×109 (N)K β ＝2.44×109 (N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

+

＝3.44×105(kN)

・σ

・・・・・
（式 4(2)-23）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝3.33×10-3(rad)・・・・・（式 4(2)-24）

別紙 4-添 3-49

５．上部ペデスタルの計算過程（１）曲げのスケルトンカーブ導出過程
a. RPV ペデスタルの構造特性を踏まえた評価式（第１折点）
・ Ｍ１＝Ｚｅ・（0.5ft*1+σv）
・ φ１は初期剛性とＭ１の交点（φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ））
注）*1：水平鋼板がコンクリートを分断するように設置されるが，水平鋼板面積のうち約 1/2 はコンクリート打設孔による開口があり，コンクリートが連続していることから，コンクリートの曲げ引張強度 ft に 0.5 を乗じる。
Ｚｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面係数(mm3) （＝Ｉｅ／（Ｄ／２））
Ｄ／２：中心から最外縁までの距離（Ｄは最外直径）σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面積））ｆｔ：コンクリートの曲げ引張強度(N/mm2) （＝0.38√σB）
σＢ ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)

ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)

Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)
Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)
Ｉｅ：鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメント(mm4)（各鋼板の断面二次モーメントの和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（開口欠損を考慮したコンク
リート部の断面二次モーメント）
第１折点は，ペデスタル円筒の曲げ引張側のコンクリート部にひび割れが生じる点のＭ及びφを表している。
（第２折点）
・ Ｍ２＝Ｍｙ・ φ２＝φｙＭｙ：鋼板降伏時モーメント（N・mm）
φｙ：鋼板降伏時曲率（1/mm）

別紙 4-添 3-50

b. 具体的計算過程（第１折点）●NS 方向連通孔及びアクセス開口による断面欠損を考慮し算出する。
（図 5(1)-1）
NS 方向の中立軸

コンクリート厚 2160mm

連通孔
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
アクセス開口中間鋼板(板厚 30mm)

外径 14000mm（2 ヶ所）

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)
図 5(1)-1 断面二次モーメント及び断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面の断面二次モーメント及び断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表 5(1)-1，表 5(1)-2）
表 5(1)-1 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm2)

告示 501 号

表 5(1)-2 各部材断面の断面二次モーメント及び断面積
項目

値

対象箇所
14

コンクリート部の断面二次モーメントＩｃ

48.35811×10 (mm )図 5(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面二次モーメントの和Ｉs

7.5003×1013 (mm4)

図 5(1)-1 の赤線部分

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ25.0397×10 (mm )図 5(1)-1 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ4.392×106 (mm2)

図 5(1)-1 の赤線部分

別紙 4-添 3-51

7

各部材断面の断面二次モーメント（表 5(1)-2）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメントＩｅを求める。
Ｉｅ＝Ｉｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ｉｃ＝5.64728×1014＋8.35811×1014＝1.40054×1015(mm4)・・・・・（式 5(1)-1）

中心から最外縁までの距離Ｄ／２＝7,000mm（Ｄは最外直径）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面係数Ｚｅを求める。
Ｚｅ＝Ｉｅ／（Ｄ／２）＝2.00077×1011(mm3)・・・・・（式 5(1)-2）

ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力Ｎ（＝3.53×107(N)）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖを求める。
σｖ＝Ｎ／（Ａｎ，ｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ａｎ，ｃ）＝0.42(N/mm2)・・・・・（式 5(1)-3）

以上より，第１折点の曲げモーメント M1 及び曲率 φ1 を算出する。
Ｍ１＝Ｚｅ・（0.5ft+σv）＝2.90×105(kN・m)-6

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝8.12×10 (1/m)

別紙 4-添 3-52

・・・・・（式 5(1)-4）
・・・・・（式 5(1)-5）

●EW 方向
連通孔及びアクセス開口による断面欠損を考慮し算出する。
（図 5(1)-2）
コンクリート厚 2160mm

連通孔
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
アクセス開口中間鋼板(板厚 30mm)

EW 方向の中立軸（2 ヶ所）

外径 14000mm

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)

図 5(1)-2 断面二次モーメント及び断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面の断面二次モーメント及び断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表 5(1)-3，表 5(1)-4）
表 5(1)-3 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm2)

告示 501 号

表 5(1)-4 各部材断面の断面二次モーメント及び断面積
項目

値

対象箇所
14

コンクリート部の断面二次モーメントＩｃ

48.33523×10 (mm )図 5(1)-2 の水色部分

各鋼板の断面二次モーメントの和Ｉs

7.4655×1013 (mm4)

図 5(1)-2 の赤線部分

コンクリート部の断面積Ａｎ，ｃ25.0397×10 (mm )図 5(1)-2 の水色部分

各鋼板の断面積の和Ａｎ，ｓ4.392×106 (mm2)

図 5(1)-2 の赤線部分

別紙 4-添 3-53

7

各部材断面の断面二次モーメント（表 5(1)-4）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面二次モーメントＩｅを求める。
Ｉｅ＝Ｉｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ｉｃ＝5.62108×1014＋8.33523×1014＝1.39563×1015(mm4)・・・・・（式 5(1)-6）

中心から最外縁までの距離Ｄ／２＝7,000mm（Ｄは最外直径）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの断面係数Ｚｅを求める。
Ｚｅ＝Ｉｅ／（Ｄ／２）＝1.99376×1011(mm3)・・・・・（式 5(1)-7）

ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力Ｎ（＝3.53×107(N)）を用いて，鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖを求める。
σｖ＝Ｎ／（Ａｎ，ｓ×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋Ａｎ，ｃ）＝0.42(N/mm2)・・・・・（式 5(1)-8）以上より，第１折点の曲げモーメント M1 及び曲率 φ1 を算出する。
Ｍ１＝Ｚｅ・（0.5ft+σv）＝2.89×105(kN・m)-6

φ１＝Ｍ１／（Ｅｃ・Ｉｅ）＝8.12×10 (1/m)

別紙 4-添 3-54

・・・・・（式 5(1)-9）・・・・・（式 5(1)-10）

（第２折点）RPV ペデスタルの断面をファイバーモデルとしてモデル化し，漸増させる荷重（モーメント）に対して収束計算により中立軸と曲率を求め，鋼板とコンクリートの応力度σとひずみεを導出する。
鋼板が降伏状態に至る際のモーメント及び曲率が，それぞれ第２折点のモーメント M2 及び曲率φ2 となる。
●モデル化方法
RPV ペデスタルの断面をファイバーモデルとしてモデル化する際は，連通孔及びアクセス
開口によるコンクリート及び鋼板の断面欠損を考慮した等価板厚を用いる。
（図 5(1)-3～5
参照）
本計算に用いるコンクリートの応力度σとひずみ ε の関係は，パラボラ型の応力ひずみ曲線を採用し，CEB-FIP(1)モデルに基づき設定し，圧縮強度到達以降はフラットとする。なお，引張側の強度は無視する。
また，鋼板の応力ひずみ関係は，完全弾塑性（バイリニア）を採用する。
●第２折点のモーメント M2 及び曲率φ2 の算出方法
荷重（モーメント）を漸増させていき，鋼板の応力度が降伏状態に至る際のモーメント及び曲率を算出する。

コンクリート厚 2160mm
連通孔
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)

アクセス開口（2 ヶ所）

中間鋼板(板厚 30mm)

外径 14000mm

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)
図 5(1)-3 ファイバーモデルに考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）

別紙 4-添 3-55

●NS 方向

図 5(1)-4 ファイバーモデル構造図(黒線の間がコンクリート，青線が鋼板)●EW 方向図 5(1)-5 ファイバーモデル構造図(黒線の間がコンクリート，青線が鋼板)

別紙 4-添 3-56

N：軸力
M：モーメント
xn：中立軸の位置（モデル左端からの距離）●NS 方向

φ：曲率
εc：コンクリートの圧縮ひずみ
εs：鋼板の圧縮ひずみc

コンクリート部の圧縮応力

図 5(1)-6 ファイバーモデルによる解析結果 【NS 方向】

σ(MPa

σ(MPa)

Fc29.4MPa30

SPV490 F=426MPa

500

0.85Fc=24.99MPa

25

400

20

300

15
200

10

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

5
0
0

0.001

0.002

0.003

ε

0.004

0.005

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

100

0.006

0
0

0.002

0.004

(a) コンクリート

ε

0.006

0.008

(b) 鋼板図 5(1)-7 コンクリート及び鋼板の応力ひずみ関係
・第２折点の曲げモーメントＭ２＝5.66×106 (kN・m)
・第２折点の曲率φ２＝2.70×10-4 (1/m)

別紙 4-添 3-57

【NS 方向】

0.01

N：軸力
M：モーメント
xn：中立軸の位置（モデル左端からの距離）●EW 方向

φ：曲率
εc：コンクリートの圧縮ひずみ
εs：鋼板の圧縮ひずみc

コンクリート部の圧縮応力

図 2(1)-6 ファイバーモデル解析結果

図 5(1)-8 ファイバーモデルによる解析結果 【EW 方向】

σ(MPa

σ(MPa)

Fc29.4MPa30

SPV490 F=426MPa

500

0.85Fc=24.99MPa

25

400

20

300

15
200

10

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

5
0
0

0.001

0.002

0.003

ε

0.004

0.005

○：鋼板降伏時の応力，ひずみ

100

0.006

0
0

0.002

(a) コンクリート

0.004

ε

0.006

0.008

(b) 鋼板図 5(1)-9 コンクリート及び鋼板の応力ひずみ関係 【EW 方向】
・第２折点の曲げモーメントＭ２＝5.54×106 (kN・m)
・第２折点の曲率φ２＝2.69×10-4 (1/m)

別紙 4-添 3-58

0.01

（２）せん断のスケルトンカーブ導出過程
a. 評価式（第１折点)
・ Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳ）
・τcr
・ γ１＝τcr/ＧＣ
ただし， cr = 0.31

B

0.31

B

V

注）上部ペデスタルはベント管の開口もなく，コンクリートは４面を鋼板で囲まれた閉鎖断面のために，せん断ひび割れ強度τcr は SC 規程に従う。
Ａｃ：コンクリートのせん断断面積(mm2)Ａｓ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｃ：コンクリートのせん断弾性係数(N/mm2)Ｇｓ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)

Ｅｃ：コンクリートのヤング係数(N/mm2)

Ｅｓ：鋼板のヤング係数(N/mm2)

τｃｒ ：コンクリートのせん断ひび割れ強度(N/mm2)
σＢ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)
ペデスタルコンクリートの設計基準強度＝29.4(N/mm2)σv：鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度(N/mm2)（ペデスタル及びペデスタルが支持する機器の死荷重によるペデスタル鉛直方向の軸力）／（（各鋼板の断面積の和）×（Ｅｓ／Ｅｃ）＋（コンクリート部の断面積））

第１折点は，ペデスタルのコンクリートと鋼板を考慮したせん断断面積（コンクリートのせん断断面積Ａｃ及びそれと等価なペデスタル鋼板のせん断断面積（ＧＳ/ＧＣ）
・ＡＳの和）にコンクリートのせん断ひび割れ強度τｃｒを乗じた値，すなわちペデスタルコンクリート
部にせん断ひび割れが発生する点のＱ，γを表している。

別紙 4-添 3-59

(第２折点)Ａｓ ：鋼板のせん断断面積(mm2)Ｇｓ ：鋼板のせん断弾性係数(N/mm2)
Ｋα：鋼板のせん断剛性
Ｋβ：ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性
σy：鋼板の降伏点強度(N/mm2)
第１折点でコンクリートにひび割れが発生した後もコンクリートは圧縮方向（ひび割れ
角度θの方向）にのみ抵抗する弾性体（異方性弾性体）として挙動し，鋼板と一体となってせん断力に抵抗する。
第２折点の評価に用いるコンクリートの有効せん断剛性Ｋβは，SC 規程の附属書 2.1 解説
及び，コンクリートひび割れ後のコンクリートと鋼板の挙動に関する既往知見(2)に示される
以下の理論式を用いて，ｃＱ＝Ｋβ・γ，δ＝Ｈ・γの関係より算出する。

cQ =

1−
・ ・

2

C1 = L・cosθ

C2 = H・sinθ

(

2

+

−

)

1
2・

・
( 1 + 2)

−

ここで，
cQ

：コンクリートの受け持つせん断力(N)δ：水平変位(mm)γ：せん断ひずみ度

cE：コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数で，コンクリートのヤング係数に0.7 を乗じた値を用いる。(N/mm2)sE：鋼材のヤング係数(N/mm2)

ct :コンクリート板厚(mm)cν ：コンクリートのポアソン比

別紙 4-添 3-60sν ：鋼材のポアソン比
L：隔壁の間隔(mm)H：隔壁の高さ(mm)sAy：鋼材の水平断面の断面積(mm2)sAx：鋼材の鉛直断面の断面積(mm2)
θ：圧縮ストラット角度（θ = tan）（θ=45°とした場合の評価式が SC 規程に例示されている。）

別紙 4-添 3-61

b. 具体的計算過程（第１折点）●NS 方向連通孔及びアクセス開口による断面欠損を考慮し算出する。
（図 5(2)-1）
コンクリート厚 2160mm
連通孔
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
外径 14000mm

アクセス開口中間鋼板(板厚 30mm)（2 ヶ所）

外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)
図 5(2)-1 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。
（表 5(2)-1，表 5(2)-2）
表 5(2)-1 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのせん断弾性係数Ｇｃ10,900 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(2)-1）

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm2)式 2(2)-2

2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm2)

告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ

29.4 (N/mm2)

設計基準強度

別紙 4-添 3-62

表 5(2)-2 各部材断面のせん断断面積
項目

値

対象箇所

コンクリートのせん断断面積Ａｃ2.5122×107 (mm2)6鋼板のせん断断面積Ａｓ22.186×10 (mm )図 5(2)-1 の水色部分
図 5(2)-1 の赤線部分鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖは，曲げのスケルトンカーブ算出に用いた値と同一であり，σｖ＝0.42 (N/mm2)となる。
コンクリートの圧縮強度σB（表 5(2)-1）とσｖを用いて，コンクリートのせん断ひび割
れ強度τcr を求める。

cr= 0.31

B

0.31

B

V

＝1.88(N/mm2)・・・・・（式 5(2)-1）

以上より，第１折点のせん断力 Q1 及びせん断変形角 γ1 を算出する。

Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）・ＡＳ）
・τcr＝7.51×104(kN)
γ１＝τcr/ＧＣ＝1.72×10-4(rad)・・・・・（式 5(2)-2）

・・・・・（式 5(2)-3）

別紙 4-添 3-63

●EW 方向
連通孔の開口欠損を考慮し算出する。（図 5(2)-2）
コンクリート厚 2160mm

連通孔
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)

外径 14000mm
中間鋼板(板厚 30mm)

内筒鋼板(板厚 30mm)

外筒鋼板(板厚 30mm)

図 5(2)-2 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
コンクリート及び鋼板の材料物性値，各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。
（表 5(2)-3，表 5(2)-4）
表 5(2)-3 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠
2

コンクリートのせん断弾性係数Ｇｃ10,900 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(2)-1）

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm2)式 2(2)-2

2

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm )鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm2)

告示 501 号

コンクリートの圧縮強度σＢ

29.4 (N/mm2)

設計基準強度

別紙 4-添 3-64

表 5(2)-4 各部材断面のせん断断面積
項目

値

対象箇所

コンクリートのせん断断面積Ａｃ

2.5275×107 (mm2)6鋼板のせん断断面積Ａｓ

図 5(2)-2 の水色部分

22.206×10 (mm )図 5(2)-2 の赤線部分鋼板を考慮したコンクリートの鉛直方向軸応力度σｖは，曲げのスケルトンカーブ算出に用いた値と同一であり，σｖ＝0.42(N/mm2)となる。
コンクリートの圧縮強度σB（表 5(2)-3）とσｖを用いて，コンクリートのせん断ひび割
れ強度τcr を求める。

cr= 0.31

B

0.31

B

V

＝1.88(N/mm2)・・・・・（式 5(2)-4）

以上より，第１折点のせん断力 Q1 及びせん断変形角 γ1 を算出する。

Ｑ１＝（ＡＣ+（ＧＳ/ＧＣ）・ＡＳ）
・τcr＝7.56×104(kN)
γ１＝τcr/ＧＣ＝1.72×10-4(rad)・・・・・（式 5(2)-5）

・・・・・（式 5(2)-6）

別紙 4-添 3-65

（第２折点）
コンクリートひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを算出する際は，試験体を用いて妥当性を確認した手法と同様に，断面全体のうち半分がせん断力に対して有効な領域とし，SC 構造体ユニット①，②，③それぞれについて，全１０箇所の半分に相当する５箇所分の剛性を評価する。
この場合，NS 及び EW の各方向に対する平均的なせん断剛性が得られることから，ＫβはNS 及び EW 方向について共通の値を用いる。
具体的には，次に示す手順で層全体のＫβを求める。
・SC 構造体ユニット①，SC 構造体ユニット②，SC 構造体ユニット③それぞれのＫβを求める。
・層全体のＫβを求める。
（層全体のＫβ＝SC 構造体ユニット①のＫβ×5＋SC 構造体ユニット②のＫβ×5＋SC 構
造体ユニット③のＫβ×5）
外筒鋼板(板厚 30mm)
SC 構造体ユニット①
SC 構造体ユニット②

SC 構造体ユニット③

外径 14000mm

中間鋼板(板厚 30mm)

アクセス開口たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)
連通孔

コンクリート厚 2160mm
内筒鋼板(板厚 30mm)
図 5(2)-3 SC 構造体ユニット（赤：鋼板， 水色：コンクリート）
鋼板のせん断剛性Ｋαは，第１折点と同様に方向に応じた部材断面を考慮し求める。

別紙 4-添 3-66

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット①）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，既工認と同様の値を用い，Ｋβの算出は，実機
RPV ペデスタルの構造（寸法）に応じた値を用いて行う。（図 5(2)-4，表 5(2)-5，表
5(2)-6）

コンクリート
せん断力
鋼板
高さ H
θ
長さ L
図 5(2)-4 SC 構造体ユニット①（赤：鋼板， 水色：コンクリート）

表 5(2)-5 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm2)

鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

2

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000 (N/mm )告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 5(2)-6 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

2,900 (mm)

図 5(2)-4 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

1,841 (mm)

図 5(2)-4 の長さ L

コンクリート板厚 ct

2,160 (mm)

図 5(2)-4 の ct

2

鋼材の水平断面の断面積 sAy

220,920 (mm )-鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

348,000 (mm2)-

別紙 4-添 3-67

圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット①の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝57.6(°)

・・・・・（式 5(2)-7）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，鋼板のヤング係数Ｅs に 0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅs＝17,850 (N/mm2)・・・・・（式 5(2)-8）以上より，SC 構造体ユニット①ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ
=

−

θ

−

sν ＝0.00039
θsν ＝0.00823(cosθ)

・・・・・（式 5(2)-9）・・・・・（式 5(2)-10）・H

1 − cν
1
2+(C1 + C2)
cE・ct・sin2θ 2・sE

＝8.27×109(N)・・・・・（式 5(2)-11）

別紙 4-添 3-68

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット②）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，既工認と同様の値を用い，Ｋβの算出は，実機
RPV ペデスタルの構造（寸法）に応じた値を用いて行う。（図 5(2)-5，表 5(2)-7，表
5(2)-8）コンクリート
せん断力
鋼板
高さ H
θ
長さ L
図 5(2)-5 SC 構造体ユニット②（赤：鋼板， 水色：コンクリート）
表 5(2)-7 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm2)

鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

2

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000 (N/mm )告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 5(2)-8 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

2,900 (mm)

図 5(2)-5 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

1,569 (mm)

図 5(2)-5 の長さ L

コンクリート板厚 ct

550 (mm)

図 5(2)-5 の ct
2

鋼材の水平断面の断面積 sAy

94,140 (mm )-鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

174,000 (mm2)-

別紙 4-添 3-69

圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット②の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝61.6(°)

・・・・・（式 5(2)-12）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，コンクリートのヤング係数Ｅｃに0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅｃ＝17,850 (N/mm2)・・・・・（式 5(2)-13）以上より，SC 構造体ユニット②ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ=−sν ＝ − 0.00005

・・・・・（式 5(2)-14）−sν ＝0.02174

・・・・・（式 5(2)-15）θθ(cosθ)

・H

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

＝1.88×109(N)・・・・・（式 5(2)-16）

別紙 4-添 3-70

●Ｋβの算出方法（SC 構造体ユニット③）
コンクリート及び鋼板の材料物性値は，既工認と同様の値を用い，Ｋβの算出は，実機
RPV ペデスタルの構造（寸法）に応じた値を用いて行う。（図 5(2)-6，表 5(2)-9，表
5(2)-10）

コンクリート
せん断力
鋼板
高さ H
θ
長さ L
図 5(2)-6 SC 構造体ユニット③（赤：鋼板， 水色：コンクリート）
表 5(2)-9 コンクリート及び鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

コンクリートのヤング係数Ｅｃ25,500 (N/mm2)

鉄筋コンクリート構造計算規準（式 2(1)-1）

2

鋼板のヤング係数Ｅs

192,000 (N/mm )告示 501 号

コンクリートのポアソン比 cν

0.167

鉄筋コンクリート構造計算規準

鋼材のポアソン比 sν

0.3

鋼構造設計規準

表 5(2)-10 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

SC 構造体ユニットの高さ H

2,900 (mm)

図 5(2)-6 の高さ H

SC 構造体ユニットの長さ L

2,099 (mm)

図 5(2)-6 の長さ L

コンクリート板厚 ct

640 (mm)

図 5(2)-6 の ct
2

鋼材の水平断面の断面積 sAy

125,940 (mm )-鋼材の鉛直断面の断面積 sAx

174,000 (mm2)-

別紙 4-添 3-71

圧縮ストラット角度θは，SC 構造体ユニット③の高さ H 及び長さ L を用いて求める。
θ＝tan-1(H/L)＝54.1(°)

・・・・・（式 5(2)-17）

コンクリートのひび割れを考慮したヤング係数 cE は，コンクリートのヤング係数Ｅｃに0.7 を乗じることにより求める。
cE＝0.7×Ｅｃ＝17,850 (N/mm2)・・・・・（式 5(2)-18）以上より，SC 構造体ユニット③ひとつあたりのＫβを求める。

C1 = L・cosθ
C2 = H・sinθ
=

−

θ

−

sν ＝0.00177
θsν ＝0.01273(cosθ)

・・・・・（式 5(2)-19）・・・・・（式 5(2)-20）・H

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

＝3.92×109(N)・・・・・（式 5(2)-21）●層全体のＫβ層全体のＫβは，＝SC 構造体ユニット①のＫβ×5＋SC 構造体ユニット②のＫβ×5＋SC 構造体ユニット③のＫβ×5＝7.04×1010(N)・・・・・（式 5(2)-22）

別紙 4-添 3-72

●Ｋαの算出方法●NS 方向連通孔及びアクセス開口による断面欠損を考慮し算出する。
（図 5(2)-7）
コンクリート厚 2160mm
連通孔
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)

アクセス開口外径 14000mm

中間鋼板(板厚 30mm)
外筒鋼板(板厚 30mm)

内筒鋼板(板厚 30mm)
図 5(2)-7 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
鋼板の材料物性値及び各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表5(2)-11，表 5(2)-12）
表 5(2)-11 鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

鋼板のヤング係数Ｅｓ192,000 (N/mm2)

告示 501 号

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ273,900 (N/mm )式 2(2)-2

鋼板の降伏点強度σｙ426 (N/mm2)

JIS G 3115

表 5(2)-12 各部材の主要寸法
項目
鋼板のせん断断面積Ａｓ

値

対象箇所
6

2

2.186×10 (mm )別紙 4-添 3-73

図 5(2)-7 の赤線部分

鋼板のせん断断面積Ａｓ及びせん断弾性係数Ｇｓを用いて鋼板のせん断剛性Ｋαを求める。
K =・G ＝16.2×1010(N)・・・・・（式 5(2)-23）

以上より，式 5(2)-22 で求めた，ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを用いて，第２折点のせん断力 Q2 及びせん断変形角 γ2 を算出する。
K ＝16.2×1010 (N)K β ＝7.04×1010 (N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

+

＝7.48×105(kN)

・σ

・・・・・
（式 5(2)-24）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝3.22×10-3(rad)・・・・・（式 5(2)-25）

別紙 4-添 3-74

●EW 方向
連通孔による断面欠損を考慮し算出する。（図 5(2)-8）
コンクリート厚 2160mm
たてリブ鋼板(隔壁)(板厚 25mm)

外径 14000mm

中間鋼板(板厚 30mm)
外筒鋼板(板厚 30mm)
内筒鋼板(板厚 30mm)

連通孔

図 5(2)-8 せん断断面積の算出に考慮する各部材断面（赤：鋼板， 水色：コンクリート）●計算過程
鋼板の材料物性値及び各部材断面のせん断断面積は，既工認と同様の値を用いる。（表5(2)-13，表 5(2)-14）
表 5(2)-13 鋼板の材料物性値
物性値

値

根拠

鋼板のヤング係数Ｅｓ2192,000 (N/mm )告示 501 号

鋼板のせん断弾性係数Ｇｓ73,900 (N/mm2)式 2(2)-2

鋼板の降伏点強度σｙ2426 (N/mm )JIS G 3115

表 5(2)-14 各部材の主要寸法
項目

値

対象箇所

鋼板のせん断断面積Ａｓ

2.206×106 (mm2)

図 5(2)-8 の赤線部分

別紙 4-添 3-75

鋼板のせん断断面積Ａｓ及びせん断弾性係数Ｇｓを用いて鋼板のせん断剛性Ｋαを求める。
K =・G ＝16.3×1010(N)・・・・・（式 5(2)-26）

以上より，式 5(2)-22 で求めた，ひび割れ後の鋼板による拘束効果を考慮したコンクリートの有効せん断剛性Ｋβを用いて，第２折点のせん断力 Q2 及びせん断変形角 γ2 を算出する。
K ＝16.3×1010(N)K β =7.04×1010(N)・第２折点のせん断力Ｑ２
=

3

+

・

+

＝7.54×105(kN)

・σ

・・・・・
（式 5(2)-27）

・第２折点のせん断変形角γ２γ =+＝3.23×10-3(rad)・・・・・（式 5(2)-28）

別紙 4-添 3-76

〈参考文献〉(1) Comite Euro-International du Beton : CEB-FIP MODEL CODE 1990 (DESIGN
CODE),1993(2) 松尾他：鋼板コンクリート耐震壁に関する研究

日本建築学会学術講演梗概集（1992 年）

別紙 4-添 3-77

その 3 せん断荷重-変形関係の解析

添付資料-4：SC 規程を参考に作成したスケルトンカーブに基づく試験体の荷重変位特性の作成方法
１．概要
SC 規程式を参考にして試験体の荷重変位特性を作成するため，試験体を実機 RPV ペデス
タルと同様に要素分割し，地震応答解析モデルの各要素に対して，本文 5.3 項の考え方に基づき SC 規程を参考に作成したスケルトンカーブ（M-φ特性，Q-γ 特性）を用いて，荷重変位特性を作成する。

試験体の要素分割

試験体のスケルトンカーブの作成（曲げ，せん断）

荷重変位特性の作成（曲げ，せん断）

図 1-1 SC 規程式を参考にした試験体の荷重変位特性の作成フロー

２．試験体の構造及びスケルトンカーブの作成（１）構造及び要素分割
試験体の構造は，実機 RPV ペデスタルと同様に内外の円筒鋼板とそれらを一体化するための放射状のたてリブ鋼板（隔壁）で構成され，内部にコンクリートを充填している。
RPV ペデスタル内にはベント管を内蔵している。
（図 2-1）
試験体は，ほぼ一様断面の構造となっているものの，下部ドライウェルアクセストン
ネルを模擬した開口部を含んでいることから，当該部分については個別に要素分割を行う。
（図 2-2）（２）試験体のスケルトンカーブの作成
試験体は下部ペデスタルと類似の構造であることから，本文 5.3(2)a.及び 5.3(3)a.項の設定方法に基づき曲げ及びせん断のスケルトンカーブを作成する。

別紙 4-添 4-1

加力梁
(

)
加力梁
(

)

加力スタブ
リアクションブロック

PC 鋼棒

赤丸部は，ＰＣ鋼棒がベース
プレートを押さえつけて設置されている部分を示す。

(単位：mm)
図 2-1 RPV ペデスタルの試験体と加力装置の概要（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 4-2

A-A 断面
B-B 断面要素分割図（a）試験体要素分割図
外筒鋼板

縦リブ

内筒鋼板

ベント管

（b）A-A 断面概要図（c）B-B 断面概要図

図 2-2 試験体の要素分割及び断面

別紙 4-添 4-3

３．荷重変位特性の作成（１）作成方法
実機 RPV ペデスタルと同様に断面形状を考慮した試験体の各層の曲げモーメント M－曲率φ関係，せん断力 Q－せん断変形角γ関係をもとに，荷重 P－変位δ関係を作成する。
図 3-1 に示す通り，頂部に荷重 P を作用させたときの全体変形δは曲げ変形δb とせん断
変形δs の和で表され，曲げ変形δb とせん断変形δs を各層ごとに積み重ねることで，頂部における全体変位δを算出する。

δ
h10

Σδb

P

δ10
δ9

X10

M10

δ8

δS10

γ 10

δS9
δS8

δb8

＝

全体変形δ

Q10

δb9

P

δS7

δb7

h2

δ1

ΣδS

δb10
φ10

δ7

h1

P

X2
X1

＋

M1

Q1

φ1 δb1

曲げによる変形δbγ1

δS1

せん断による変形δs

図 3-1 算出方法のイメージ
下記①～④の手順により頂部における荷重 P に対する変位δb 及びδs を算出し，荷重変位特性を作成する。
① 頂部に荷重Ｐを作用させたときの，各層の曲げモーメントＭ，せん断力Ｑを求める。
各層のＭ＝Ｐ×ペデスタル頂部から対象要素下端までの距離ｈ
各層のＱ＝Ｐ② 各層のＭ，Ｑから，スケルトンカーブのＭ－φ，Ｑ－γ関係より，各層のφ，γを求める。
各層のＭ→スケルトンカーブ（Ｍ－φ関係）→各層のφ
各層のＱ→スケルトンカーブ（Ｑ－γ関係）→各層のγ③ 各層のφ，γから，各層の曲げ変形δb，せん断変形δs を求める。
δb＝各層の回転角θ×ペデスタル頂部から対象要素下端までの距離 h＝各層のφ×各層の要素長さＸ×ペデスタル頂部から対象要素下端までの距離 h※δs＝各層のγ×各層の要素長さＸ④ 各層のδb，δs を足し合わせ，全体のδを求める。
δ＝Σδb＋Σδs

別紙 4-添 4-4※曲げ変形δb の算出について
曲げ変形δb を算出するにあたり，図 3-2 の様に以下を定義する。
Xi：曲げ変形を算出しようとしている対象要素の長さ
ｈi：ペデスタル頂部から対象要素下端までの距離
θi：曲げ変形により生じる要素の傾き
これらについて，スケルトンカーブから求める曲率φと曲率の逆数である曲率半径ρを用いて整理すると，
Xi≒ρi×θi＝θi／φiとなるため，
θi＝Xi×φiとなる。求めた回転角θより各層の曲げ変形δbi を表すと
δbi≒ｈi×θiとなる。そのため全体の曲げ変形δb は以下の式で求めることができる。
δb＝δ1＋δ2＋δ3＋δ4＋ ・・・・・≒(h1×θ1)＋(h2×θ2) ＋(h3×θ3) ＋(h4×θ4) ＋ ・・・・・≒(h1×X1×φ1)＋(h2×X2×φ2) ＋(h3×X3×φ3) ＋(h4×X4×φ4) ・・・・・

別紙 4-添 4-5δ1≒h1×θ1 （∵θ<<1）δ2≒h2×θ2
δ3≒h3×θ3
δ4≒h4×θ2
δ5≒h5×θ5
X5
θ5

h5

X4

θ4
h4

（例）X2≒ρ2×θ2＝θ2／φ2

θ3

X3∴θ2＝X2×φ2 （∵θ<<1）

h3
φ2：曲率

h2
θ2

X2

≒X2

ρ2：曲率半径（＝1／φ2）

X1
h1

θ1

θ2
図 3-2 曲げ変形の算出

別紙 4-添 4-6

（２）荷重変位特性
前項（１）に基づき作成した曲げ及びせん断の荷重変位特性を図 3-3 に示す。
a. 曲げ変形
黒線：試験体へ水平力を付加した際に実測した試験体の曲率をもとに算出した曲げによる変形（添付資料 5 の P.9～10 参照）
赤線：SC 規程を参考に作成したスケルトンカーブ（M-φ）から算出したもの（本資料のP.4～6 参照）※
試験の実測値SC 規程を参考に作成した試験体の荷重－変位特性※ 繰 り 返 し載 荷 した 試
験結果を包絡したこ(a)曲げ変形の比較

図 3-3 荷重-変形関係の比較（１／３）

別紙 4-添 4-7とによる不連続点

b. せん断変形
黒線：試験体へ水平力を付加した際に実測した試験体頂部の全体変形から，曲げによる変形分を除いたもの（添付資料 5 の P.10 参照）
赤線：SC 規程を参考に作成したスケルトンカーブ（Q-γ）から算出したもの（本資料の P.4 参照）

試験の実測値SC 規程を参考に作成した試験体の荷重－変位特性(b)せん断変形の比較
図 3-3 荷重-変形関係の比較（２／３）

別紙 4-添 4-8

c. 全体変形
黒線：試験体へ水平力を付加した際に実測した試験体頂部の全体変形（添付資料 5 のP.8 参照）
赤線：SC 規程を参考に作成したスケルトンカーブ（M-φ 及び Q-γ）から算出したもの（本資料の P.4 参照）

試験の実測値SC 規程を参考に作成した試験体の荷重－変位特性※※ 繰 り 返 し載 荷 した 試(C)適用範囲近傍の拡大図

験結果を包絡したことによる不連続点

図 3-3 荷重-変形関係の比較（３／３）

４．参考文献(1) 東京電力株式会社，東北電力株式会社，中部電力株式会社，北陸電力株式会社，中国
電力株式会社，日本原子力発電株式会社，株式会社 東芝，株式会社 日立製作所：共同研究報告書「コンクリ－トＰＣＶの構造評価および基準確立のための実証試験」，
昭和６２年度上半期（最終報告書），昭和 62 年 9 月

別紙 4-添 4-9

添付資料-5：既往試験の概要，信頼性及び実機への適用性
１．既往の試験
改良型沸騰水型原子炉（以下「ABWR」という）の RPV ペデスタルは，鋼板及びコンクリートからなる複合構造物にベント管が埋め込まれているという構造上の特徴を有している。
ABWR の開発段階において，RPV ペデスタルの水平荷重に対する終局状態までの荷重－変位特性を把握するため，電力共同研究として実機を模擬した試験体を用いて静的加力試験(1)（以下「試験」という。
）を行っている。試験体と加力装置の概要を図 1-1 に，試験体の断面図を図 1-2 に示す。
本試験結果のうち鋼板が降伏するまでの範囲を，今回工認で設定した RPV ペデスタルのスケルトンカーブの評価上の仮定に対する妥当性確認に用いている。
(1)試験体試験は，実機の構造の特徴を模擬した 1/10 縮尺の円筒型の鋼板コンクリート構造試験体を製作して行った。試験体に発生する応力が実機相当になるように，試験体寸法の縮尺を実機の 1/10 程度，載荷する荷重を試験当時の実機設計荷重の 1/100 程度として試験を実施した。
試験体の模擬対象は，実機の構造のうち隔壁方式の鋼板コンクリート構造の特徴を有す
ると共に，地震時に比較的大きな荷重が作用して非線形挙動を示す RPV ペデスタルの下部とした。試験体の内外筒鋼板の間に 20 枚の鉛直方向の隔壁を配置し，底部にはベースプレートを配置することにより内部コンクリートが実機と同様に分断されている状態を模擬すると共に，10 本のベント管による内部コンクリートの欠損状態を考慮している。
試験体の据付けは，加力の影響を受けない剛なテスティングフロアーと試験体の基礎ス
ラブを，PC 鋼棒による軸力を介して緊結し固定した。

別紙 4-添 5-1

(2)加力方法
試験当時の設計荷重相当の鉛直力※を付加した後，試験体の反力の影響を受けない剛なリアクションウォール（反力壁）及びリアクションブロック（反力ブロック）にそれぞれジ
ャッキを取付け，水平方向に静的に漸増載荷した。
試験体への鉛直力は，試験体頂部加力スタブに PC 鋼棒及び加力梁を介して 50t ジャッキにより付加し，圧力ジャッキと加力梁間のロードセル（荷重計）により計測した。なお，
加力梁とテスティングフロアーを緊結する PC 鋼棒に取付く球座は，水平方向の加力に対して追従するために設けた治具である。
水平方向の荷重は，200t ジャッキ先端に設けたロードセル（荷重計）によって測定した。
なお，試験体に設けたテフロン支承は，ジャッキとの摩擦力を緩和し，点荷重に近い状態とすることを目的に設置した。
水平力の載荷サイクルを図 1-3 に示す。まず，コンクリートのひび割れが生じない力(弾性荷重)で繰返し載荷を行った。
次に水平力が当時の設計荷重相当（図 1-3 に示す QD=52 ton）に至るまで載荷を行い，その後，設計荷重の 1.5 倍相当（1.5QD=80 ton）
，鋼板曲げ降伏レベル（209 ton）のサイクルを経て，荷重降下に至るレベルまで加力した。（荷重変位特性は図 1-4 参照）※

本試験は水平荷重に対する RPV ペデスタルの終局状態までの荷重－変位特性の把握を目的として実施したものである。RPV ペデスタルのコンクリートは構造強度部材として期待していないが，試験当時の設計荷重による圧縮応力（1.2N/mm2）は，鉄筋コンク
リート構造計算規準・同解説の長期許容応力度（1/3Fc＝9.8N/mm2）に比べて十分に小さいレベルであり，水平加力に対して脆性的な終局状態を引き起こすものではないことを確認している。

別紙 4-添 5-2

(3)計測方法
試験体の非線形挙動を把握するために，荷重，試験体頂部の水平方向変位，試験体側面の鉛直方向変位及び鋼板のひずみを計測した。計測項目と計測方法のまとめを表 1-1 に示す。
表 1-1 計測項目と計測方法のまとめ
計測項目
荷重
試験体頂部の水
平方向変位
試験体側面の鉛
直方向相対変位目的

計測方法

試験体に載荷された

加力ジャッキに取り付けたロ

水平力の計測ードセルにより計測

全体変形量の計測

基礎スラブを不動点として，変位計により計測

計測位置等
図 1-1 参照

図 1-5 参照

鉛直方向相対変位を変位計に
曲げ変形量の計測より計測し，図 1-7 に示す手法

図 1-6 参照

により曲げ変形を算出する
試験体に取りつけたひずみゲ

鋼板のひずみ鋼板の応力の計測

ージでひずみを計測し，得られたひずみに縦弾性係数を乗じ

図 1-8 参照て応力を算出する

荷重値はジャッキに取り付けたロードセル（荷重計）により計測した。（図 1-1）
水平力載荷時の試験体各部の変形量は，不動点である基礎スラブに設置した計測フレー
ムに取り付けた変位計にて計測を行った。また，試験体の曲げ変形を算出するため，試験
体鉛直方向の相対変位を変位計にて計測した。
（図 1-6）全体変形δT は基礎スラブを不動点として，試験体頂部の変位計により計測した。
（試験体
頂部の変位計は図 1-5 の赤丸で図示）
曲げ変形δB は，計測した鉛直方向の相対変位から定まる曲率を用いて算出し，せん断変形δS は全体変形δT から曲げ変形δB を減算することにより算出した。
（図 1-7）水平力載荷時の鋼板のひずみを，鋼板の側面に取り付けたひずみゲージにより計測し，鋼板の応力を（ひずみ）×（鋼材の縦弾性係数）の関係から算出した。
試験体は，PC 鋼棒を介してベースプレートにプレストレス力(1 本あたり 55ton)を作用させており，測定データがベースプレートの変形の影響を受けないようにしており，測定される試験体の水平変形量の信頼性を確保している。
別紙 4-添 5-3

加力梁
(

)
加力梁
(

)

加力スタブ
リアクションブロック

PC 鋼棒

赤丸部は，ＰＣ鋼棒がベース
プレートを押さえつけて設置されている部分を示す。

(単位：mm)
図 1-1 RPV ペデスタルの試験体と加力装置の概要（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-4

）

1060
1400

(単位：mm)
図 1-2 試験体の断面図（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-5

水平力（＋）
水平力（－）

図 1－4 の緑点線部に相当する範囲
図 1-3 水平力の載荷サイクル（(1)より引用，加筆）＜記号の説明＞
QD：設計荷重に相当する荷重

δY：鋼板降伏時の水平変位

赤線：コンクリートのひび割れが生じない程度の小さな荷重(弾性荷重)で載荷する範囲

赤丸：設計荷重に相当する荷重(QD = 52 ton)(図 1－4 の赤丸に相当)

緑丸：設計荷重に相当する荷重の 1.5 倍の荷重(1.5QD = 80 ton) (図 1－4 の緑丸に相当)

青丸：曲げ降伏時の荷重(209 ton) (図 1－4 の青丸に相当)

緑点線 ：図 1－4 の緑点線部に相当する範囲

別紙 4-添 5-6

図 1－3 の緑点線部に相当する範囲

Q：水平力(ton)

QD：設計荷重に相当する荷重

δ：水平変位(mm)δy：鋼板降伏時の水平変位(mm)R：部材角(×10-3 rad)（R＝δ／1630(mm)）(a) 水平力－水平変位特性（曲げ＋せん断）(b) 水平力－水平変位特性（曲げ）(c) 水平力－水平変位特性（せん断）

図 1-4 試験で得られた荷重変位特性（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-7

（注）（注）不動点である基礎スラブに設置した十分剛な計測フレーム

全体変形測定用変位計(単位：mm)
図 1-5 水平変位及び鉛直変位測定位置（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-8(単位：mm)
図 1-6 曲げ変形算出用変位測定位置（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-9

全体変形測定用変位計
全体変形δT

相対鉛直変位計

図 1-7 変形成分分離手法（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-10

(単位：mm)(単位：mm)

図 1-8 内外鋼板応力算出用ひずみ測定位置（(1)より引用，加筆）

別紙 4-添 5-11

２．試験結果の実機への適用性試験体は，RPV ペデスタルの構造上の特徴を反映するため内外鋼板の間にコンクリートを充填した構造とし，ベント管を内蔵する部分と内蔵しない部分を含めたものである。柏崎
刈羽原子力発電所 6 号及び７号炉と試験体に関する RPV ペデスタルの仕様を表 2-1 に示す。
鋼材の材質が実機 RPV ペデスタルと異なるが，試験体に対する SC 規程式を用いた荷重－
変位特性を求める際は，使用材料の規格値に基づく剛性を用いることで，差異を適切に考慮している。
従って，本試験体の試験結果は，隔壁構造及びベント管を有した構造といった SC 規程に対して追加検討に対する妥当性の確認に適用可能である。
また，スケール効果の観点では実機を縮小した場合の試験体に用いるコンクリートのう
ち骨材寸法の影響が考えられる。この影響については，参考文献(2)において骨材寸法の差が復元力特性に与える影響は少なく，実用上無視できることが確認されている。

３．参考文献(1) 東京電力株式会社，東北電力株式会社，中部電力株式会社，北陸電力株式会社，中国
電力株式会社，日本原子力発電株式会社，株式会社 東芝，株式会社 日立製作所：共同研究報告書「コンクリ－トＰＣＶの構造評価および基準確立のための実証試験」，
昭和６２年度上半期（最終報告書），昭和 62 年 9 月(2) 吉崎 他：原子炉建屋の復元力特性試験（その６）スケール・イフェクト試験 日本
建築学会学術講演梗概集（昭和 61 年）

別紙 4-添 5-12

表 2-1 実機 RPV ペデスタル及び試験体の構造概要
柏崎刈羽原子力発電所

項目

6 号炉及び７号炉

鋼板コンクリート構造の型式

※１

断面形状

構造

隔壁方式※１
円筒型

試験体
同左
同左

※２

同左

ベースプレート

※１

あり

同左

高さ(mm)

20500

2030

二 重 円 筒 部 厚さ(mm)

1700

170

（内筒及び

内筒鋼板の内径(mm)

10600

1060

外筒鋼板の外径(mm)

14000

1400

内筒及び外筒鋼板の板厚(mm)

30

3.2

板厚(mm)

25

2.3

個数

20

20

配置（角度）

18°18°

高さ×幅(mm)

3800×2200

378×220

内径(mm)

1200

120

個数

10

10

配置(角度)

36°

36°

鋼材

SPV490

SS400

300

300

ベント管内蔵あり（以下，参考）

外筒鋼板）

たてリブ
開口部
ベント管

材質

※３

コンクリート
設計基準強度 (kg/cm2)※１：柏崎刈羽原子力発電所の他号炉も含めて採用されている方式※２：柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び７号炉固有の構造（改良型沸騰水型原子炉）※３：ベント管の断面積や断面二次モーメントは RPV ペデスタル全体に対して小さいことから，既工認同様に復元力特性の設定においてベント管の板厚は考慮しない。

別紙 4-添 5-13

（参考１）実機 RPV ペデスタルの荷重状態
実機 RPV ペデスタルは，上部ペデスタルに設けたブラケット部にて原子炉圧力容器を支持している。地震時に原子炉圧力容器へ作用する荷重は，原子炉圧力容器支持スカート及び原子炉圧力容器基礎ボルトを介して曲げモーメントとして RPV ペデスタルへ伝達されることから，実機 RPV ペデスタルへ作用する荷重は曲げが支配的となる。

原子炉圧力容器支持スカート(RPV ペデスタル)

参考図 1 RPV ペデスタル概略図

別紙 4-添 5-14

（参考２）試験体と実機 RPV ペデスタルの鉛直方向の圧縮応力について
試験当時の設計荷重に基づく試験体の鉛直方向の圧縮応力（1.2N/mm2）に対し，実機の圧縮応力（約 1.0N/mm2，評価断面により異なる）は僅かに相違がある（参考表 1）ものの，この差が試験体の終局変形に与える影響は小さい。
また，SC 規程を参考にしたスケルトンカーブの評価においては，試験体及び実機 RPV ペ
デスタルのそれぞれの圧縮応力に応じた鉛直方向軸応力度 σv を用いることから，実機構造の再現性の観点でこの差による影響は無いと言える。
参考表 1 実機 RPV ペデスタル及び試験体の鉛直方向の圧縮応力実機 RPV ペデスタル※１

試験※２（鉛直力として付加）

約 1.0 N/mm2

1.2 N/mm2※１：RPV ペデスタルが支持する RPV，原子炉遮蔽壁，ダイヤフラムフロア等の総重量を，コンクリートと鋼板のヤング係数比から，鋼板部分をコンクリートの断面積相当に換算した鉛直方向圧縮応力。
※２：試験当時の設計荷重相当の鉛直力（軸力）を，※１と同様にコンクリート基準の単位面積当たりの鉛直方向圧縮応力に換算したもの。

別紙 4-添 5-15

添付資料-6：復元力特性の設定における温度に応じた材料物性値の設定方法

既工認では，地震と組み合わせる運転状態の温度を考慮し，当該温度における材料物性値を用いて剛性の設定を行っており，今回工認の非線形特性を考慮した復元力特性の設定においても，設計基準における温度条件は既工認と同一のため既工認の材料物性値を用いる。
また重大事故等の高温状態の影響を考慮する場合においても，既工認における考え方と同様に設定を行うが，既工認より温度条件が変更となるため，温度による影響を考慮した
材料物性値を用いて剛性の設定を行う。
RPV ペデスタルの復元力特性を設定する際に用いる物性値のうち，温度による影響を受けるものを整理し，設定に用いる規格・基準類を表１に示す。
表 1 温度に応じた材料物性値の設定に用いる規格・基準類
今回工認
重大事故等の高温状

既工認
設計基準

態の影響を考慮する
場合
同左

ヤング係数

RC 規準

同左

（温度による影響はEurocode を用いて

コンクリ

確認予定）

ート

同左
圧縮強度

RC 規準

同左

（温度による影響はEurocode を用いて
確認予定）

ヤング係数

鋼板

告示 501JIS G 3115

―
降伏点

同左

（既工認の応力評価の許（線形仮定のため剛性算

JSME

JSME
（温度による影響を考慮す

容値根拠と整合させ定に用いていない）
る。）

別紙 4-添 6-1

るため JSME を参照）

＜略称の説明＞
RC 規準：鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説

告示 501：発電用原子力設備に関する構造等の技術基準（告示第 501 号）

JSME：発電用原子力設備規格（設計・建設規格 JSME S NC1－2005/2007）

Eurocode※：EN 1992-1-1, Eurocode 2: Design of concrete structures. Part 1-1:
General rules and rules for buildings/

EN 1992-1-2, Eurocode 2:

Design of concrete structures. Part 1-2: General rules. Structural fire
design※：Eurocode は，EU 域内のみならず，海外で標準的に用いられている設計規準であり，日本国内においても「福島第一原子力発電所 特定原子力施設に係る実施計画」における福島第一原子力発電所４号機原子炉建屋等の耐震性評価において，プール水温の高温化による影響を考慮する際に Eurocode を用いた解析評価を行い認可された実績があることから，RPV ペデスタルにも適用可能と考える。

別紙 4-添 6-2

添付資料-7：コンクリートせん断ひび割れ後の RPV ペデスタルの支持性能
１．RPV ペデスタルの構造強度設計
RPV ペデスタルは，地震力を含む荷重に対して鋼板のみで概ね弾性状態を保持する設計としており，コンクリートを強度部材として期待しない設計である。
２．コンクリートせん断ひび割れ後の支持性能
コンクリートにせん断ひび割れが生じたとしても，１．の通り RPV ペデスタルはコンク
リートに期待せず鋼板のみで弾性状態を保持する設計であることから，ひび割れたコンクリートの横拘束効果は鋼板によって発揮される。
鋼板による横拘束効果が発揮されることにより，せん断力に対して鋼板とひび割れたコ
ンクリートが一体となって荷重を分担することが可能となる。
従って，コンクリートせん断ひび割れ後においても RPV ペデスタルの支持機能は維持される。
３．試験結果との対比
SC 規程のスケルトンカーブの評価式は，鋼板とコンクリートが一体となって荷重を分担することを前提としたものである。
SC 規程を参考に作成した試験体のスケルトンカーブを用いた荷重－変位特性と，試験で実測された荷重－変位特性を比較すると，コンクリートひび割れ後であっても両者は整合していることから，試験体においても SC 規程と同様に鋼板とコンクリートが一体となって挙動していることが確認できる。（図１）
試験の実測値SC 規程式を参考にした試験体の荷重－変位特性
コンクリートひび割れ後の変形領域

図 1 荷重-変形関係の比較

別紙 4-添 7-1

（参考）RPV ペデスタルへの圧縮荷重について
RPV ペデスタルは，鋼板のみでも十分な支持性能が発揮される設計であることから，コンクリートに高圧縮力が負荷される環境ではない。
実際に，実機や試験体の鉛直力は表１の通りであって，実機 RPV ペデスタルコンクリー
トの圧縮強度（29.4N/mm2）に比べて十分に小さく，コンクリートの圧縮強度に至るような荷重が負荷されることはない。
表 1 実機 RPV ペデスタル及び試験体の鉛直方向の圧縮応力度
実機 RPV ペデスタル※１
約 1.0 N/mm2

試験※２
（鉛直力）
1.2 N/mm2※１：RPV ペデスタルが支持する RPV，原子炉遮蔽壁，ダイヤフラムフロア等の総重量を，コンクリートと鋼板のヤング係数比から，鋼板部分をコンクリートの断面積相当に換算した鉛直方向圧縮応力度。
※２：試験当時の設計荷重相当の鉛直力（軸力）を，※１と同様にコンクリート基準の鉛
直方向圧縮応力度に換算したもの。

別紙 4-添 7-2

添付資料-8：RPV ペデスタル円筒部の構造強度評価

RPV ペデスタルの内部にはコンクリートが充填されていることから，地震応答解析では鋼板と内部コンクリートをともに考慮した剛性を設定し，地震荷重を求める。
円筒部の評価は，鋼板のみを考慮した FEM 解析モデルを用いて応力算定を行い，各荷重による応力の組合せが鋼構造設計規準に基づく許容値以内に収まることを確認している。
なお，RPV ペデスタルの応力算定は，FEM 解析モデルを用いて行っており，構造不連続部の局部の効果を含んだ応力が許容値以内に収まることを確認している。また，実際には内部にコンクリートが充填されており円筒鋼板が座屈しにくい構造であることに加え，座屈補強材として円筒鋼板に鉛直方向に鉄骨，水平方向にスティフナープレートを設置し，鋼板の幅厚比制限を満足することにより，局部座屈を防止する設計としている。
縦リブ

外筒

内筒
図-1 RPV ペデスタル円筒部の FEM 解析モデル
表-1 円筒部の許容応力度（鋼構造設計規準に基づき算定）

面内せん断応力

組合せ応力

長期

短期

1.5 × √3

√3

1.5

F = Min(σy, 0.7σu)
σy：JIS G 3115 に規定される鋼板の降伏点(N/mm)
σu：JIS G 3115 に規定される鋼板の引張強さ(N/mm)

別紙 4-添 8-1

添付資料-9： スケルトンカーブの近似方法

１．スケルトンカーブの近似方法
RPV ペデスタルのスケルトンカーブは，曲げ，せん断ともに第１折点を内部コンクリートのひび割れが生じる点，第２折点を鋼板が降伏する点として２直線で近似しており，スケ
ルトンカーブを多折れ線で近似するこの方法は「原子力発電所耐震設計技術指針
JEAG4601-1991」（以下，「JEAG」という）に示される鉄筋コンクリート造耐震壁のスケルト
ンカーブの近似方法と同じである（図 1-1）。
：基準地震動 Ss の最大応答イメージ

今回の検討範囲

今回の検討範囲（鋼板の降伏）（鋼板の降伏）（コンクリートのひび割れ）（コンクリートのひび割れ）(a) 曲げ（モーメント M－曲率 φ）(b) せん断（せん断力 Q－せん断ひずみ角γ）

図 1-1 スケルトンカーブの概念図
JEAG においては，スケルトンカーブは，応答解析上の取扱いが容易なものであると同時に，建屋が終局に至るまでの挙動をできるだけ忠実に表わすことが望ましいとされており，本評価法は，原子炉建屋の耐震壁を対象とした模型実験の結果ともよく適合したものとなっている（1）。
２．地震応答へ与える影響
建屋耐震壁のスケルトンカーブの変動が，地震応答に与える影響を調査した既往検討例
では，折点のせん断力を 25～30%変動させても，最大応答せん断力，最大応答加速度の変動は数%程度であり，スケルトンカーブの変動が，地震応答へ与える影響は小さいことが確認されている（2）。

別紙 4-添 9-1

＜参考文献＞(1) 古川茂，他：原子炉建屋鉄筋コンクリート耐震壁の復元力特性評価法（その１～６）
日本建築学会学術講演梗概集，2145～2150，pp.289-300，1987 年 10 月
(2) 東京電力株式会社，北海道電力株式会社，東北電力株式会社，中部電力株式会社，
北陸電力株式会社，関西電力株式会社，中国電力株式会社，九州電力株式会社，日本原子力発電株式会社，株式会社大林組，大成建設株式会社，鹿島建設株式会社，
清水建設株式会社，株式会社竹中工務店：共同研究報告書「原子炉建屋耐震余裕の評価法に関する研究その４（昭和 61 年度下半期最終報告書）」

別紙 4-添 9-2

添付資料-10：RPV ペデスタル復元力特性の折線近似の影響検討
１．はじめに
RPV ペデスタルのスケルトンカーブは，曲げ，せん断ともに第１折点を内部コンクリートのひび割れが生じる点，第２折点を鋼板が降伏する点として２直線で近似しており，第１折点を超えた範囲では剛性が一定との仮定に基づいている。
一方，実現象としては第１折点で初期ひび割れが生じた後も，荷重の増加に伴い内部コンクリートのひび割れは徐々に増加していく。ひび割れの増加はコンクリートの剛性低下を意味することから，第１折点から第２折点の間の区間は直線で近似するよりも，徐々に剛性すなわちスケルトンカーブの勾配が低下する曲線で近似する方が実現象に近いと考えられる。
以上を踏まえ，RPV ペデスタルの支配的な荷重である曲げ変形について曲線近似したスケ
ルトンカーブを作成し，折線近似との比較により影響検討を行うこととする。
２．曲線近似したスケルトンカーブの作成方法
RPV ペデスタルの曲げの第２折点は，断面の鋼板及びコンクリートを等価断面に置き換えモデル化したファイバーモデルを用いて鋼板が降伏状態に至る際の曲げモーメント及び曲率を求めている。曲線近似したスケルトンカーブは，第２折点の算出と同様の手法で曲げモーメント及び曲率の関係を求め，プロットすることにより行う。
なお，RPV ペデスタルの構造強度評価は曲げモーメントの最大応答値を用いて実施することを踏まえ，影響検討は曲げモーメントの最大応答値が算出される EW 方向のスケルトンカーブに対して行うこととする。
３．影響検討第１折点を超えた範囲において，曲線近似として作成した RPV ペデスタルのスケルトン
カーブは上に凸の形状で，直線近似のものに比べ曲げモーメントが大きく算出されることを確認した。（図 3-1）
最大応答値である基準地震動 Ss-2 の曲げモーメントを折線近似したスケルトンカーブ上にプロットし，同じ曲率のモーメントを曲線近似のスケルトンカーブから参照しその差分を求めると，曲線近似による値は直線近似に比べ約 10.9%大きい値が得られた。
（表 3-1）

別紙 4-添 10-1

４．設計への反映方針
折線近似による変形量を設計に用いる場合は，同じ荷重レベルに対して大きい変形量を与えることになり安全側の設計となる。一方，荷重を設計に用いる場合は，同じ変形量に対して小さい荷重を与えることになる。
スケルトンカーブを曲線近似する場合の応答は地震応答解析により求まるため，ここでの曲線近似と折線近似の比は純粋な荷重比にはならないものの，折線近似では表現できていない不確実性を捉えるものと考えられる。
以上を踏まえ，RPV ペデスタルの構造強度評価は地震応答解析から得られる地震荷重に対して，折線近似による不確実性を考慮した設計を行うこととする。

別紙 4-添 10-2

同一曲率におけるモーメント M2 を参照

折線近似：M1
曲線近似：M2
Ss-1 の最大応答値

地震応答解析に基づく
従来のモーメント M1

× Ss-2 の最大応答値

拡大
H

図 3-1

I

K

F G

E
D
C
×
A

J

M

L

B

下部ペデスタル（要素①）の連続カーブと直線近似との比較（EW 方向）（暫定値）

表 3-1 曲線近似の折線近似からの差分（要素①，EW 方向）
単位

A

B

C

D

Ss-1

Ss-2

E

F

曲率φ

×10 /m

-4

0.05

0.07

0.15

0.32

0.38

0.47

0.56

0.80

モーメント（折線）M1

×10 kN・m

5

1.6

2.4

3.4

5.8

6.5

7.7

9.0

12.2

モーメント（曲線）M2×10 kN・m

5

1.5

2.3

4.0

6.6

7.3

8.6

9.9

13.1

折線からの差分（M2-M1)/M1

%

-8.4

-3.7

16.1

13.7

12.5

10.9

9.8

7.5

G

H

I

J

K

L

M

単位
曲率φ

×10 /m

-4

1.04

1.27

1.51

1.76

2.00

2.24

2.49

モーメント（折線）M1

×10 kN・m

5

15.4

18.5

21.8

25.2

28.4

31.6

35.0

モーメント（曲線）M2×10 kN・m

5

16.3

19.5

22.6

25.7

28.8

31.9

35.0

折線からの差分（M2-M1)/M1

%

5.5

5.1

3.7

2.2

1.4

0.9

0.0

（暫定値）

別紙 4-添 10-3

添付資料-11：コンクリートせん断ひび割れ後の剛性評価の理論式

１．はじめに
本資料は鋼板コンクリート構造（以下，「SC 構造」という）のせん断ひび割れ後のコンクリート剛性に関する既往知見（1）に示される理論式の概要を示すものである。
２．SC 構造のせん断抵抗挙動
SC 構造にせん断力 Q が作用する際，既往知見が参照している実験結果から鋼板が降伏するまでの範囲において SC 構造は以下の挙動を示す。本資料では②の状態におけるコン
クリートのせん断剛性の算定について説明する。
①鋼板 S とコンクリー卜 C がともに等方性弾性状態で変形。
②コンクリー卜 C の対角方向にひび割れが発生し、コンクリート C が異方性弾性状態として振る舞う。
（C のひび割れは体積膨張を伴うため，S－C 間に内力 N が生じる。
図 2-1 参照）
せん断力 Q は，鋼板 S 及びコンクリート C がそれぞれせん断力 sQ 及び cQ として分担する。また，コンクリートひび割れ後は，鋼板に内力 sNx 及び sNy，コンクリートには内力 cNx 及び cNy が作用し，両者はそれぞれ釣り合う。
Q = sQ + cQ
SNX + CNX = 0，

（式 2-1）
SNY + CNY = 0

図 1-1 SC 構造の例

（式 2-2）

図 2-1 ひびわれ後の荷重分担

別紙 4-添 11-1

３．ひびわれ発生後の応力－ひずみ状態の仮定
鋼板は等方性弾性材料とし，コンクリートはひび割れに沿った斜め圧縮力のみに抵抗する異方性弾性材料と仮定する。この場合の対角方向（コンクリートの圧縮ストラット方向）を Y'軸とする X'－Y'座標系における応力{σ}とひずみ{ε}の関係は、一般的な応力とひずみの構成方程式より、D マトリクスを介して式 3-1～式 3-4 で表される。
［鋼板の応力ひずみ関係］（式 3-1）
ここで，（式 3-2）［コンクリートの応力ひずみ関係］（式 3-3）
ここで，（式 3-4）E，νはそれぞれヤング係数，ポアソン比であり，各変数の添字 S 及び C は，それぞれ
鋼板 S 及びコンクリート C を表している。
Y
X
XY 座標系Y’X’θ
X'Y'座標系
図 3-1

ひびわれ後の応力状態の仮定

別紙 4-添 11-2

４．ひび割れ後の荷重－変形関係式
壁長さ方向を X 軸とする X－Y 座標系に変換し，応力に有効断面積を乗じて鋼板とコ
ンクリートに生じる内力 N 及びせん断力 Q を求める。
鋼板は等方性弾性材料の仮定であるため，座標変換後も式 3-2 と同じ D マトリクスを用いる。（式 4-1）
一方のコンクリートは異方性弾性材料の仮定であるため，圧縮ストラット方向で定義
した式 3-4 の X'－Y'座標系の D マトリクスをそのまま用いることができないことから，
π/2-θの応力変換マトリクス〔T1〕及びひずみ変換マトリクス〔T2〕を用いて X－Y 座標系に変換する。
（式 4-2）（式 4-1）（式 4-2）
ここで、内力の釣り合い条件より、
SNX＋CNX=0，

SNY＋CNY=0（式 4-3）式 4-1～式 4-3 を sQ および cQ について解くと，SC 構造が水平方向にδx（=H・γ）せん断変形する際のせん断力 sQ，cQ は式 4-4～式 4-7 で表される。
（式 4-4）（式 4-5）（式 4-6）（式 4-7）
ここで， H，L：SC 構造の高さ，SC 構造の長さ

ct：コンクリート板厚

SAX、SAY：X，Y 方向の鋼板軸力有効断面積

sAys：Y 方向の鋼板せん断有効断面積

別紙 4-添 11-3

式 4-4 にδx=H・γを代入することにより，cQ = Kβ・γ の関係からひび割れ後のコンクリートの有効せん断剛性 Kβを求めることができる。
（C1, C2 は式 4-5,6 により求める。
）（式 4-4）

ここで，δx=H・γを代入すると以下の式が得られる。

（式 4-8）Kβ５．参考文献（1）松尾 他：鋼板コンクリート耐震壁に関する研究 その 3 せん断荷重-変形関係の解析

日本建築学会学術講演梗概集（1992 年）

別紙 4-添 11-4

参考資料-1：隔壁方式の鋼板コンクリート構造に関する理論式と試験結果の比較
１．はじめに
RPV ペデスタルのせん断第２折点の設定を行う際は，既往知見（1）に記載のある隔壁方式の鋼板コンクリート構造（以下，「SC 構造」という）に関する理論式を用いて，コンクリートせん断ひび割れ後の鋼板及びコンクリートの剛性を算出している。
既往知見の理論式は，試験結果との対比により整合性が確認されているが，ここでは更なる確認として，既往知見に記載された試験以外の隔壁方式の SC 構造の試験結果を用いて，理論式との整合性を確認する。
２．確認方法
実験結果の荷重変形関係と理論式に基づき算出する荷重変形関係の比較を行う。実験値として使用するデータは，以下に示す 2 つの論文から得られる荷重変形関係とする。解析で求める荷重変形関係は別紙 4 に記載の方法に基づいて設定する。
【試験 1】加藤，遠山他：コンクリート充填鋼板耐力壁の実験的研究その 3，日本建築学会学術講演梗概集，1985【試験 2】鋼板コンクリート構造に関する研究その 1 （大林組技術研究所報）

別紙 4-参 1-1

３．参照する試験の概要（１）試験 1 コンクリート充填鋼板耐力壁の実験的研究その 3
試験 1 の試験体諸元を表 3-1 に示し，各試験体の断面を図 3-1 に示す。
試験概要・方法は図 3-2 に示しており，試験体には正負交番の漸増繰り返しで荷重を与える。
試験結果として得られた荷重変形関係を図 3-3 に示す。なお，試験体にはせん断力と共に曲げモーメントも生じるため，荷重変形関係の評価にあたっては曲げによる変形も考慮する。

表 3-1

実験 1 の試験体及び諸元

鋼板板厚[mm]
試験体名

鋼板材料

隔壁枚数

設計基準強度
表面・隔壁

200K

0

100K

1

67K

2

コンクリート

板厚[mm]

3.2

フランジ 板厚[mm]

表面・隔壁

フランジ

19

SS41

SM50A

コンクリート

図 3-1

実験 1 の試験体断面

別紙 4-参 1-2[kg･cm2]

240

試験区間
荷重作用点（▼と▽で交番荷重として負荷する）

図 3-2

実験 1 の試験概要

Ｒ：部材角（rad）
せん断力

変形
図 3-3

実験 1 の試験結果

別紙 4-参 1-3

（２）実験 2 鋼板コンクリート構造に関する研究その 1 （大林組技術研究所報）
実験 2 で使用されている試験体及び諸元を表 3-2 に示す。試験体の平断面，及び断面が，図 3-4，図 3-5 である。
加力方法は，試験体各辺にそれぞれ 4 分割された加力治具を取り付け，各々の加力
治具を PC 鋼棒によってまとめて引っ張り，試験体に純せん断応力を与える（図 3-6）。
したがって，試験体にはせん断変形のみが生じるものとし，曲げによる変形は考慮しない。
試験結果が図 3-7 である。

表 3-2 実験 2 の試験体及び諸元
鋼材
試験体

隔壁枚数

コンクリートフランジ鋼板
表面鋼板板厚[mm]SC209-20

2.3SC150-003.2

ヤング係数※

圧縮強度※

板厚[mm][kgf/cm2][kgf/cm2]

4.5

2.68

377

2.83

436

隔壁板厚[mm]

材料

4.5

SS400

SC150-2

0

3.2

4.5

2.85

412

SC150-3

1

3.2

4.5

2.78

444

図 3-4

実験 2 の試験体縦断面

別紙 4-参 1-4

図 3-5

実験 2 の各試験体断面

図 3-6

実験 2 の加力装置概要

別紙 4-参 1-5

（）（ ）は対象外図 3-7

実験 2 の試験結果

別紙 4-参 1-6

４．荷重変形特性の比較
３．で示した計 7 体のケースに関して，実験結果と理論式に基づく算出結果を図 4-1～7に示す。実験値と理論式に基づく荷重変形特性は概ね一致する結果が得られた。

図 4-1

実験 1 200K

図 4-2

実験 1 100K

別紙 4-参 1-7

図 4-3

実験 1 67K

図 4-4

実験 2 SC209-2

図 4-5

実験 2 SC150-0

別紙 4-参 1-8

図 4-6

実験 2 SC150-2

図 4-7

実験 2 SC150-3

別紙 4-参 1-9

５．参考文献（１）松尾 他：鋼板コンクリート耐震壁に関する研究 その 3 せん断荷重-変形関係の解析 日本建築学会学術講演梗概集（1992 年）（２）加藤，遠山他：コンクリート充填鋼板耐力壁の実験的研究その 3，日本建築学会学術
講演梗概集（1985 年）（３）鋼板コンクリート構造に関する研究その 1 （大林組技術研究所報）

別紙 4-参 1-10

参考資料-2：圧縮ストラット角度の変化による地震荷重への影響
1.はじめにせん断第 2 折点を評価する際には，コンクリートの圧縮ストラット角度θを設定する必要があり，RPV ペデスタルでは縦リブや水平鋼板により囲まれた領域の対角線上にひび割れが入ると仮定し算出している。
この仮定の妥当性については，実機 RPV ペデスタルを模擬した試験体の加力試験結果を用いて確認している。ここでは，ストラット角度θをパラメータとした検討を行い，地震荷重へ与える影響について確認する。
2.検討ケース
RPV ペデスタルにおける圧縮ストラット角度θの振り幅は，15°，30°，45°，60°，75°としたケースを考慮する。なお，θ＝30°とθ＝60°及びθ＝15°とθ＝75°は，せん断
第 2 折れ点がそれぞれ同一の数値となることから，本資料ではθ＝15°，30°，45°の 3
ケースを対象にスケルトンカーブの作成を行う。
また，地震応答解析はモーメント及びせん断力の最大値がえられる Ss-2 の EW 方向について行う。RPV ペデスタルの各要素に対して，圧縮ストラット角度θを変化させ作成したス
ケルトンカーブを図 2 に示す。

内筒鋼板

たてリブ鋼板（隔壁）（板厚：25 mm）（板厚：30 mm）

対角線上にひび割れが入ると仮定

ベント管（直径1.2 m）

θ

外筒鋼板
A

（板厚：30A

充填コンクリート

A-A断面拡大図

図１ 下部ペデスタルの圧縮ストラット角度 θ の設定

別紙-4-参 2-1

1000000
実機
θ=15°(75°)

せん断力 Q(kN)

800000θ=30°(60°)θ=45°600000400000200000

0
0

0.001

0.002

0.003

0.004

せん断変形角γ(rad)原子炉本体基礎地震応答解析モデル概念図(1)要素番号①のスケルトンカーブ(EW 方向)
1000000

1000000

実機

実機
θ=15°(75°)

800000θ=15°(75°)

800000θ=30°(60°)θ=30°(60°)θ=45°

せん断力 Q(kN)

せん断力 Q(kN)θ=45°600000400000200000600000400000200000

0

0
0

0.001

0.002
0.003
せん断変形角γ(rad)

0.004

0

(2)要素番号②のスケルトンカーブ(EW 方向)

0.002
0.003
せん断変形角γ(rad)0.004(3)要素番号③のスケルトンカーブ(EW 方向)
1000000

1000000

実機

実機
θ=15°(75°)

800000θ=15°(75°)

800000θ=30°(60°)θ=30°(60°)

θ=45°

θ=45°
600000

せん断力 Q(kN)

600000

せん断力 Q(kN)

0.001

400000200000400000200000

0

0
0

0.001

0.002
0.003
せん断変形角γ(rad)0.004(4)要素番号④のスケルトンカーブ(EW 方向)
図2

0

0.001

0.002
0.003
せん断変形角γ(rad)(5)要素番号⑤のスケルトンカーブ(EW 方向)

圧縮ストラット角θの違いによるスケルトンカーブの比較（１／２）

別紙-4-参 2-2

0.004

1000000
実機
θ=15°(75°)

せん断力 Q(kN)

800000θ=30°(60°)θ=45°600000400000200000

0
0

0.001

0.002

0.003

0.004

せん断変形角γ(rad)原子炉本体基礎地震応答解析モデル概念図(6)要素番号⑥のスケルトンカーブ(EW 方向)
1000000

1000000

実機

実機
θ=15°(75°)θ=30°(60°)θ=45°600000θ=15°(75°)

800000

せん断力 Q(kN)

せん断力 Q(kN)

800000θ=30°(60°)θ=45°600000400000400000200000200000

0

0
0

0.001

0.002

0.003

0.004

0

0.001

せん断変形角γ(rad)

0.003

0.004

せん断変形角γ(rad)(7)要素番号⑦のスケルトンカーブ(EW 方向)(8)要素番号⑧のスケルトンカーブ(EW 方向)
1000000

1000000

実機

実機
θ=15°(75°)

800000θ=15°(75°)

800000θ=30°(60°)

せん断力 Q(kN)

せん断力 Q(kN)

0.002

θ=45°
600000400000θ=30°(60°)θ=45°600000400000200000200000

0

0
0

0.001

0.002
0.003
せん断変形角γ(rad)0.004(9)要素番号⑨のスケルトンカーブ(EW 方向)
図2

0

0.001

0.002
0.003
せん断変形角γ(rad)(10)要素番号⑩のスケルトンカーブ(EW 方向)

圧縮ストラット角θの違いによるスケルトンカーブの比較（２／２）

別紙-4-参 2-3

0.004

3.圧縮ストラット角をパラメータとした地震応答解析結果
圧縮ストラット角度θを 15°，30°，45°として地震応答解析を実施した結果を図 3 に示す。PRV ペデスタルの下部でせん断力の第一折れ点を超えているが，圧縮ストラット角度
θが最大せん断力，最大モーメントに与える影響は小さい。圧縮ストラット角度θの地震荷重に対する感度が小さいことを確認した。

図 3 せん断力および曲げモーメントの応答分布図

別紙-4-参 2-4