本資料のうち，枠囲みの内容は営業秘密又東海第二発電所 工事計画審査資料

は防護上の観点から公開できません。

資料番号補足-60-1 改 118

提出年月日

平成 30 年 9 月 26 日

東海第二発電所
工事計画に係る説明資料（Ⅴ-1-1-2-2 津波への配慮に関する説明書）【収録内容】
・6.1.3 止水機構に関する補足説明について
・6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する
補足説明について・6.10.2 取水ピット水位計及び潮位計の設計に関する補足説明について

平成 30 年 9 月
日本原子力発電株式会社

改定履歴
改定

改定日
（提出年月日）改0

H30.2.5

改1

H30.2.7

改2

H30.2.8

改3

H30.2.9

改4H30.2.13

改5

H30.2.13

改6

H30.2.15

改7

H30.2.19

改8

H30.2.19

改9H30.2.22

改 10

H30.2.23

改 11

H30.2.27

改 12

H30.3.1

改 13

H30.3.6

改 14

H30.3.6

改定内容・新規制定
・「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を新規作成し，追加
・「1.1 潮位観測記録の考え方について」及び「1.3 港湾内の局所的な海面の励起について」を新規作成し，追加・改 0 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・改 1 に，「1.6 ＳＡ用海水ピットの構造を踏まえた影響の有無の検討」を新規作成し，追加（「1.1 潮位観測記録の考え方について」
及び「1.3 港湾内の局所的な海面の励起について」は，変更なし）
・改 3 の内，「1.1 潮位観測記録の考え方について」及び「1.3 港湾内の局所的な海面の励起について」を改定（「1.6 ＳＡ用海水ピッ
トの構造を踏まえた影響の有無の検討」は，変更なし）
・「5.11 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」
及び「5.17 強度計算における津波時及び重畳時の荷重作用状況について」を新規作成し，追加
・「5.7 自然現象を考慮する浸水防護施設の選定について」及び「5.19
津波荷重の算出における高潮の考慮について」を新規作成し，追加・改 6 に，「5.1 地震と津波の組合せで考慮する荷重について」を新規作成し，追加（「5.7 自然現象を考慮する浸水防護施設の選定について」及び「5.19 津波荷重の算出における高潮の考慮について」
は，変更なし）・「5.9 浸水防護施設の評価に係る地盤物性値及び地質構造について」及び「5.14 防潮堤止水ジョイント部材及び鋼製防護壁止水シー
ルについて」を新規作成し，追加・改 8 の「5.9 浸水防護施設の評価に係る地盤物性値及び地質構造について」を改定（「5.14 防潮堤止水ジョイント部材及び鋼製防護壁止水シールについて」は，変更なし）
・改 2 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・「4.1 設計に用いる遡上波の流速について」及び「5.4 津波波力の選定に用いた規格・基準類の適用性について」を新規作成し，追加
・「1.2 遡上・浸水域の評価の考え方について」，「1.4 津波シミュレーションにおける解析モデルについて」，「4.2 漂流物による影響
確認について」，「5.2 耐津波設計における現場確認プロセスについて」及び「5.6 浸水量評価について」を新規作成し，追加・改 4 の内，「1.6 ＳＡ用海水ピットの構造を踏まえた影響の有無の検討」を改定・改 12 の内，「1.6 ＳＡ用海水ピットの構造を踏まえた影響の有無の検討」を改定
・改 5 の内，「5.11 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.11 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」のうち，「5.11.5 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁」を新規作成）・改 9 の内，「5.14 防潮堤止水ジョイント部材及び鋼製防護壁止水シールについて」を改定

i

改定

改定日
（提出年月日）改 15

H30.3.9

改 16

H30.3.12

改 17

H30.3.22

改 18

H30.3.30

改 19

H30.4.3

改 20

H30.4.4

改 21

H30.4.6

改 22

H30.4.6

改 23

H30.4.10

改 24

H30.4.11

改 25

H30.4.12

改 26

H30.4.13

改 27

H30.4.18

改定内容
・資料番号を「補足-60」→「補足-60-1」に変更（改定番号は継続）
・改 7 の内，「5.7 自然現象を考慮する浸水防護施設の選定について」を改定
・改 10 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・改 14 の内，「5.14 防潮堤止水ジョイント部材及び鋼製防護壁止水
シールについて」を改定
・改 15 の内，「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・「1.5 入力津波のパラメータスタディの考慮について」，「3.1 砂移動による影響確認について」，「6.5.1 防潮扉の設計に関する補足
説明」及び「放水路ゲートに関する補足説明」を新規作成し追加
・改 17 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・改 18 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・改 11 の内「4.1 設計に用いる遡上波の流速について」を改定
・「5.10 浸水防護施設の強度計算における津波荷重，余震荷重及び漂流物荷重の組合せについて」を新規作成し追加
・改 11 の内「5.4 津波波力の選定に用いた規格・基準類の適用性について」を改定
・改 16 の内「5.14 防潮堤止水ジョイント部材及び鋼製防護壁シール材について」を改定（「5.14 防潮堤止水ジョイント部材及び鋼製防護壁シール材について」のうち「5.14.2 鋼製防護壁シール材について」を新規作成）・「6.9.2 逆止弁を構成する各部材の評価及び機能維持の確認方法について」を新規作成し追加
・改 18 の「6.5.1 防潮扉の設計に関する補足説明」及び「6.6.1 放水路ゲートに関する補足説明」を改訂
・改 21 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・改 5 の内，「5.11 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.11 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」のうち，「5.11.4 防潮堤（鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア））」を改定）
・改 14 の内，「5.11 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.11 浸水防護施設の設計における評価対象
断面の選定について」のうち，「5.11.5 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁」を改定）・改 20 の内，「4.1 設計に用いる遡上波の流速について」を改定
・「5.15 東海発電所の取放水路の埋戻の施工管理要領について」を新規作成し追加・「6.2.1 鉄筋コンクリート防潮壁の設計に関する補足説明」を新規作成し追加
・「6.3.1 鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）の設計に関する補足説明」を新規作成し追加
・「6.4.1 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の設計に関する補足説明」
を新規作成し追加
・「6.8.1 貯留堰の設計に関する補足説明」を新規作成し追加
・改 23 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・改 12 の内，「4.2 漂流物による影響確認について」及び「5.6 浸水量評価について」を改定
・改 25 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
ii

改定

改定日
（提出年月日）改 28

H30.4.19

改 29

H30.4.19

改 30

H30.4.27

改 31

H30.4.26

改 32

H30.5.1

改 33

H30.5.7

改定内容・改 5 の内，「5.11 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.11.7 防潮扉」を改定）
・改 24 の内，「4.1 設計に用いる遡上波の流速について」を改定
・改 21 の内，「5.4 津波波力の選定に用いた規格・基準類の適用性について」
・「5.13 スロッシングによる貯留堰貯水量に対する影響評価について」を新規作成し，追加
・「5.18 津波に対する止水性能を有する施設の評価について」を新規作成し，追加・「6.5.1 防潮扉の設計に関する補足説明」（土木）を新規作成し，追加・「6.8.2 貯留堰取付護岸に関する補足説明」を新規作成し，追加・改 18 の内，「1.5 入力津波のパラメータスタディの考慮について」を改定
・H30.4.23 時点での最新版一式として，改 29（H30.4.19）までの最新版をとりまとめ，一式版を作成
・改 28 の内，「4.1 設計に用いる遡上波の流速について」を改定
・改 28 の内，「5.4 津波波力の選定に用いた規格・基準類の適用性について」
・改 5 の内，「5.11 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.11.2 防潮堤（鋼製防護壁）」，「5.11.3 防潮堤（鉄筋コンクリート防潮壁）」を改定）
・「6.12 止水ジョイント部の相対変位量に関する補足説明」を新規作成し，追加
・「6.13 止水ジョイント部の漂流物対策に関する補足説明」を新規作成し，追加
・改 31 の内，「4.1 設計に用いる遡上波の流速について」を改定
・「5.9 浸水防護施設の評価に係る地盤物性値及び地質構造について」を削除し，5.9 以降の番号を繰り上げ
・改 5 の内，「5.10 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.10.8 構内排水路逆流防止設備」を改定）
・改 21 の内，「5.13 防潮堤止水ジョイント部材及び鋼製防護壁シー
ル材について」を改定（「5.13.2 鋼製防護壁シール材について」を改定）
・「6.1.1.1 鋼製防護壁の耐震計算書に関する補足説明」を新規作成し，追加
・「6.7.1.1 構内排水路逆流防止設備の耐震計算書に関する補足説
明」を新規作成し，追加・改 5 の内，「5.16 強度計算における津波時及び重畳時の荷重作用状況について」を改定
・「6.2.1.2 鉄筋コンクリート防潮壁の強度計算書に関する補足説明
資料」を新規作成し，追加
・「6.3.1.2 鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）の強度計算書
に関する補足説明」を新規作成し，追加
・「6.4.1.2 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の強度計算書に関する補足説明」を新規作成し，追加
・「6.8.1.2 貯留堰の強度計算書に関する補足説明」を新規作成し，
追加

iii

改定

改定日
（提出年月日）改定内容
・改 27 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・「6.7.1 構内排水路逆流防止設備の設計に関する補足説明」を新規作成し，追加・改 34 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
止水機構の実証試験の記載等について適正化・「5.19 許容応力度法における許容限界について」を新規追加
・「6.1.1.2 鋼製防護壁の強度計算書に関する補足説明」を新規作成し，追加
・「6.5.1.2 防潮扉の強度計算書に関する補足説明」を新規作成し，追加
・改 4 の内，「1.1 潮位観測記録の考え方について」及び「1.3 港湾内の局所的な海面の励起について」を改定
・改 18 の内，「3.1 砂移動による影響確認について」を改定
・「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」に名称を変更
・改 24 の内，「5.10 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.10.5 防潮堤（鋼管杭鉄筋コンクリート防
潮壁）
」を改定）
・改 31 の内，「5.10 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.10.3 防潮堤（鉄筋コンクリート防潮壁）」を改定）
・改 31 の内，「6.12 止水ジョイント部の相対変位量に関する補足説
明」を改定
・改 35 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
止水機構の解析結果及び実証試験結果について記載を追記。
・改 34「6.7.1 構内排水路逆流防止設備の設計に関する補足説明」
を改訂
・「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を新規作成し，追加・改 22 の「6.9.2 逆止弁を構成する各部材の評価及び機能維持の確認方法について」を改定

改 34

H30.5.7

改 35

H30.5.14

改 36

H30.5.17

改 37

H30.5.17

改 38

H30.5.18

改 39

H30.5.22

改 40

H30.5.25

改 41

H30.5.29

・改 40 の「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改定

改 42

H30.5.31

・改 5 の内，「5.10 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.10.6 貯留堰及び貯留堰取付護岸」を改定）
・改 24 の内，「6.4.1.1 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の耐震計算書に関する補足説明」を改定
・改 24 の内，「6.8.1.1 貯留堰の耐震計算書に関する補足説明」を改
定・改 28 の内，「5.12 スロッシングによる貯留堰貯水量に対する影響評価について」を改定

改 43

H30.6.1

・改 41 の「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改定

iv

改定日
（提出年月日）

改定内容

改 44

H30.6.5・改 24 の「6.2.1.1 鉄筋コンクリート防潮壁の耐震計算書に関する補足説明資料」を改定
・改 28 の「5.10 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.10.7 防潮扉」を改定）
・改 32 の「5.10 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.10.8 構内排水路逆流防止設備」を改定）

改 45

H30.6.5・改 43 の「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改定

改 46

H30.6.6

改 47

H30.6.8

改 48

H30.6.11

・「4.3 漂流物荷重について」を新規作成し，追加・改 36 の「5.19 許容応力度法における許容限界について」を改定

改 49

H30.6.12・改 45 の「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改定

改 50

H30.6.12

改 51

H30.6.15

改 52

H30.6.19

改 53

H30.6.19

改 54

H30.6.20

改定

・改 39 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
審査会合時(H30.5.31)の記載に改訂及び実証試験後の評価方法を記載。
・改 24 の「5.14 東海発電所の取放水路の埋戻の施工管理要領について」を改定
・改 32 の「5.13.2 鋼製防護壁シール材について」を改定
・改 33 の「5.16 強度計算における津波時及び重畳時の荷重作用状況について」を改定

・改 46 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・改 18 の「6.5.1 防潮扉の設計に関する補足説明」及び「放水路ゲートに関する補足説明」を改定
・改 42 の「6.4.1.1 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の耐震計算書に関する補足説明」を改定
・改 48 の「5.19 許容応力度法における許容限界について」を改定
・改 49 の「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改定
・「6.10.1 津波・構内監視カメラの設計に関する補足説明」に名称を変更
・「6.10.1 津波・構内監視カメラの設計に関する補足説明」，「6.10.3
加振試験の条件について」及び「6.10.4 津波監視設備の設備構成及び電源構成について」を新規作成し，追加・改 50 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・「5.8

浸水防護に関する施設の機能設計・構造設計に係る許容限界について」を新規作成し，追加・改 38 の「5.10 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.10.5

改 55

H30.6.20

防潮堤（鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁）」を改定）・改 44 の「5.10 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について」を改定（「5.10.7 防潮扉」を改定）
・改 51 の「5.19 許容応力度法における許容限界について」を改定

v

改定

改定日
（提出年月日）改定内容
・改 42 の「5.12 スロッシングによる貯留堰貯水量に対する影響評価

改 56

H30.6.21について」を改定
・改 42 の「6.8.1.1 貯留堰の耐震計算書に関する補足説明」を改定
・改 55 の「5.19 許容応力度法における許容限界について」を改定
・改 56 の「5.12 スロッシングによる貯留堰貯水量に対する影響評価

改 57

H30.6.25について」を改定
・「6.1.2

鋼製防護壁アンカーに関する補足説明」を新規作成し，追

加

改 58

H30.6.26

・改 52 の「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」，「6.10.3 加振試験の条件について」及び「6.10.4 津波監視設備の設備構成及び電源構成について」を改定・「6.10.2 取水ピット水位計及び潮位計の設計に関する補足説明」を新規作成し，追加

改 59

H30.6.26

改 60

H30.6.27

改 61

H30.6.28

改 62

H30.6.28

改 63

H30.6.29

改 64

H30.6.29

改 65

H30.7.3

改 66

H30.7.4

改 67

H30.7.4・改 53 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・「5.11 浸水防護施設の評価における衝突荷重，風荷重及び積雪荷重について」及び「5.15 地殻変動後の基準津波襲来時における海水ポ
ンプの取水性への影響について」を新規作成し，追加・改 58 の「6.10.4 津波監視設備の設備構成及び電源構成について」を登載（変更なし）
・改 57 の「6.1.2 鋼製防護壁アンカーに関する補足説明」を改定
・「6.11 耐震計算における材料物性値のばらつきの影響に関する補足説明」を新規作成し，追加
・「6.14 杭－地盤相互作用バネの設定について」を新規作成し，追加・改 59 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定（抜粋版）
・改 28 の「6.8.2 貯留堰取付護岸に関する補足説明」を改定
・改 33 の「6.4.1.2 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の強度計算書に関する補足説明」を改定
・改 56 の「6.8.1.1 貯留堰の耐震計算書に関する補足説明」を改定
・改 58 の「6.10.2 取水ピット水位計及び潮位計の設計に関する補足
説明」を改定・「5.15 地殻変動後の津波襲来時における海水ポンプの取水性への影
響について」に名称を変更
・改 58 の内，「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改定
・改 28 の内，「6.5.1.1 防潮扉の耐震計算書に関する補足説明」を改
定・「5.5 津波防護施設のアンカーボルトの設計について」を新規作成
し，追加・改 60 の「5.11 浸水防護施設の評価における衝突荷重，風荷重及び積雪荷重について」，「5.15 地殻変動後の基準津波襲来時における海水ポンプの取水性への影響について」及び「6.10.4 津波監視設備の設備構成及び電源構成について」を改定

vi

改定

改定日
（提出年月日）改 68

H30.7.5

改 69

H30.7.6

改 70

H30.7.6

改 71

H30.7.11

改 72

H30.7.11

改 73

H30.7.11

改 74

H30.7.12

改 75

H30.7.17

改 76

H30.7.18

改 77
改 78

H30.7.19
H30.7.23

改定内容・改 56 の「5.12 スロッシングによる貯留堰貯水量に対する影響評価について」を改定
・改 24 の「6.3.1.1 鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）の耐震計算書に関する補足説明」を改定
・改 32 の「6.7.1.1 構内排水路逆流防止設備の耐震計算書に関する補足説明」を改定
・改 32 の「6.1.1.1 鋼製防護壁の耐震計算書に関する補足説明」を改定
・改 33 の「6.8.1.2 貯留堰の強度計算書に関する補足説明」を改定
・改 33 の「6.3.1.2 鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）の強度計算書に関する補足説明」を改定
・改 36 の「6.5.1.2 防潮扉の強度計算書に関する補足説明」を改定
・改 44 の「6.2.1.1 鉄筋コンクリート防潮壁の耐震計算書に関する補足説明資料」を改定
・「6.7.1.2 構内排水路逆流防止設備の強度計算書に関する補足説
明」を新規作成し，追加・改 33 の「6.2.1.2 鉄筋コンクリート防潮壁の強度計算書に関する補足説明資料」を改定
・改 36 の「6.1.1.2 鋼製防護壁の強度計算書に関する補足説明」を改定
・改 62 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定（抜粋版）
・改 65 の「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改定
・改 52 の「6.10.1 津波・構内監視カメラの設計に関する補足説明」
を改定
・「3.2 海水ポンプの波力に対する強度評価について」を新規作成し，追加
・改 67 の内，「5.15 地殻変動後の基準津波襲来時における海水ポン
プの取水性への影響について」を改定
・改 71 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定（抜粋版）
・改 72 の「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改定
・「5.3 強度計算に用いた規格・基準について」及び「6.9.3 津波荷重（突き上げ）の強度評価における鉛直方向荷重の考え方について」を新規作成し，追加
・改 64 の「6.10.2 取水ピット水位計及び潮位計の設計に関する補足
説明」を改定・改 58 の「6.10.3 加振試験の条件について」を改定
・改 67 の「6.10.4 津波監視設備の設備構成及び電源構成について」を改定
・「2.1 津波防護対象設備の選定及び配置について」を新規作成し，追加
・改 61 の「6.1.2 鋼製防護壁アンカーに関する補足説明」を改定
・改 77 の「6.1.2 鋼製防護壁アンカーに関する補足説明」を改定

vii

改定

改定日
（提出年月日）改 79

H30.7.24

改 80

H30.7.25

改 81
改 82

H30.7.27
H30.7.27

改 83

H30.7.31

改 84

H30.8.1

改 85

H30.8.1

改 86

H30.8.2

改 87

H30.8.3

改 88

H30.8.6

改 89

H30.8.7

改 90

H30.8.8

改 91

H30.8.13

改 92

H30.8.16

改定内容・改 75 の「5.3 強度計算に用いた規格・基準について」，「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」，「6.9.3 津波荷重（突き上げ）の強度評価における鉛直方向荷重の考え方について」及び「6.10.2 取水ピット水位計及び潮位計の設計に関する補足説明」を改定
・「3.3 除塵装置の取水性の影響について」及び「6.2.2 フラップゲートに関する補足説明」を新規作成し，追加・改 48 のうち，「4.3 漂流物荷重について」を改定
・改 44 のうち，「5.10.8 構内排水路逆流防止設備」を改定
・「7.1 工事計画変更許可後の変更手続き」を新規作成し，追加・改 50 のうち，「放水路ゲートに関する補足説明」を改定
・改 37 のうち，「3.1 砂移動による影響確認について」を改定
・改 37 のうち，「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改定
・改 26 の「4.2 漂流物による影響確認について」及び「5.6 浸水量評価について」を改定
・改 15 のうち，「5.7 自然現象を考慮する浸水防護施設の選定について」を改定・改 51 のうち，「6.4.1.1 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の耐震計
算書に関する補足説明」を改定
・改 63 のうち，「6.4.1.2 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の強度計
算書に関する補足説明」を改定
・改 29 の「1.5 入力津波のパラメータスタディの考慮について」を改定
・「6.1.3 止水機構に関する補足説明」に評価内容を新規作成し追記（新規分のみ抜粋）
・改 76 の「6.10.4 津波監視設備の設備構成及び電源構成について」を改定
・改 12 の「5.2 耐津波設計における現場確認プロセスについて」を改定
・「5.20 津波防護施設の耐震評価における追加検討ケースの選定について」を新規作成し，追加・改 63 の「6.8.1.1 貯留堰の耐震計算書に関する補足説明」及び「6.8.2 貯留堰取付護岸に関する補足説明」を改定
・改 69 の「6.8.1.2 貯留堰の強度計算書に関する補足説明」を改定
・改 69 の「6.3.1.1 鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）の耐震計算書に関する補足説明」及び「6.3.1.2 鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）の強度計算書に関する補足説明」を改定
・改 66 の「6.5.1.1 防潮扉の耐震計算書に関する補足説明（土木）」改 93

H30.8.17を改定
・改 69 の「6.5.1.2 防潮扉の強度計算書に関する補足説明（土木）
」
を改定

viii

改定

改定日
（提出年月日）改定内容・改 90 の「5.2 耐津波設計における現場確認プロセスについて」を
改定

改 94

H30.8.17・改 86 のうち，「5.6 浸水量評価について」を改定
・改 87 の「5.7 自然現象を考慮する浸水防護施設の選定について」を改定
・改 69 の「6.7.1.1 構内排水路逆流防止設備の耐震計算書に関する

改 95

H30.8.20

補足説明」及び「6.7.1.2 構内排水路逆流防止設備の強度計算書に関する補足説明」を改定

改 96

H30.8.20

・改 55 の「5.19 許容応力度法における許容限界について」を改定

改 97

H30.8.21

・改 81 の「4.3 漂流物荷重について」を改定
・改 12 の「1.2 遡上・浸水域の評価の考え方について」を改定
・改 89 の「1.5 入力津波のパラメータスタディの考慮について」を改 98

H30.8.22

改定
・改 84 の「3.1 砂移動による影響確認について」を改定
・改 86 の「4.2 漂流物による影響確認について」を改定
・改 94 の「5.6 漏水量評価について」を改定
・改 89 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」の改訂及び止水板
設置時における隙間の解析結果，評価の報告（新規）・改 50 の「6.5.1 防潮扉の設計に関する補足説明」の改訂

改 99

H30.8.22・改 50,83 の「6.6.1 放水路ゲートの設計に関する補足説明」の改訂
・改 85 の「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改定
・改 69 のうち，「6.1.1.1

改 100

H30.8.22

鋼製防護壁の耐震計算書に関する補足

説明」，「6.2.1.1 鉄筋コンクリート防潮壁の耐震計算書に関する補足説明資料」及び「6.2.1.2 鉄筋コンクリート防潮壁の強度計
算書に関する補足説明資料」を改定

改 101

H30.8.22・改 69 のうち，「6.1.1.2 鋼製防護壁の強度計算書に関する補足説
明」を改定

ix

改定

改定日
（提出年月日）改定内容・改 98 のうち，「1.2 遡上・浸水域の評価の考え方について」，「1.5
入力津波のパラメータスタディの考慮について」，「5.6 漏水量評
価について」を改定

改 102

H30.8.24

・改 94 のうち，「5.7 自然現象を考慮する浸水防護施設の選定について」を改定・改 76 のうち，「2.1 津波防護対象設備の選定及び配置について」を改定
・改 82 のうち，「5.10.8 構内排水路逆流防止設備」を改定

改 103

H30.8.27

・改 91 のうち，「5.20 津波防護施設の耐震評価における追加検討ケースの選定について」を改定
・改 102 のうち「2.1 津波防護対象設備の選定及び配置について」
の改訂

改 104

H30.8.28

・改 99 のうち「6.5.1 防潮扉の設計に関する補足説明」の追記
・改 99 のうち「6.6.1 放水路ゲートの設計に関する補足説明」の追記
・改 7 のうち，「5.18 津波荷重の算出における高潮の考慮について」を改定
・改 94 のうち，「5.2 耐津波設計における現場確認プロセスについて」を改定
・改 102 のうち，「1.2 遡上・浸水域の評価の考え方について」
，
「5.6

改 105

H30.8.29

浸水量評価について」及び「5.7 自然現象を考慮する浸水防護施設の選定について」を改定
・改 104 のうち，「2.1 津波防護対象設備の選定及び配置について」を改定
・改 96 の「5.19 許容応力度法における許容限界について」を登載（変更なし）

改 106

H30.8.30

改 107

H30.9.3・改 101 のうち，「6.1.1.2

鋼製防護壁の強度計算書に関する補足

説明」を改定・改 103 のうち，「5.20 津波防護施設の耐震評価における追加検討
ケースの選定について」を改定
・改 105「5.6 浸水量評価について」の改定（コメント回答）

改 108

H30.9.4

・改 7 「5.18津波荷重の算出における高潮の考慮」の改訂

・改 104「6.5.1 防潮扉の設計に関する補足説明」の改訂
・改 104「6.6.1 放水路ゲートの設計に関する補足説明」の改定

x

改定

改定日
（提出年月日）改定内容・改 102 の「1.5 入力津波のパラメータスタディの考慮について」を改定
・改 98 の「4.2 漂流物による影響確認について」を改定
・改 87 の「4.3 漂流物荷重について」を改定

改 109

H30.9.5・改 105 の「5.7 自然現象を考慮する浸水防護施設の選定について」を改定
・改 99 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」及び「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改定
・改 16 の「5.13 防潮堤止水ジョイント部材及び鋼製防護壁シール材について」のうち「5.13.1

防潮堤止水ジョイント部材について」を改定
・改 68 の「5.12 スロッシングによる貯留堰貯水量に対する影響評価
改 110

H30.9.10について」を改定
・改 88 の「6.4.1.1 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の耐震計算書に関する補足説明」を改定
・改 88 の「6.4.1.2 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の強度計算書に関する補足説明」を改定
・改 91 の「6.8.1.1 貯留堰の耐震計算書に関する補足説明」を改定

改 111

H30.9.11

・5.2 耐津波設計における現場確認プロセスについて
・5.7 自然現象を考慮する浸水防護施設の選定について
・改 105 の「2.1 津波防護対象設備の選定及び配置について」を改定
・改 84 の「3.1 砂移動による影響確認について」を改定
・改 109 の「4.2 漂流物による影響確認について」，「4.3 漂流物荷重について」及び「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止改 112

H30.9.12

弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改定
・改 108 の「5.6 浸水量評価について」を改定
・改 72 の「6.10.1 津波・構内監視カメラの設計に関する補足説明」
を改定
・改 79 の「6.10.2 取水ピット水位計及び潮位計の設計に関する補足
説明」
・改 112 の「4.2 漂流物による影響確認について」及び「4.3 漂流

改 113

H30.9.18

物荷重について」を改定

xi

改定

改定日
（提出年月日）改定内容・改 38 のうち，「6.12 止水ジョイント部の相対変位量に関する補足
説明」を改定・改 100 のうち，「6.1.1.1

鋼製防護壁の耐震計算書に関する補足説

明」を改定
改 114

H30.9.19

・改 107 のうち，「5.20 津波防護施設の耐震評価における追加検討ケースの選定について」を改定
・改 110 のうち，「5.12 スロッシングによる貯留堰貯水量に対する影
響評価について」を改定
・改 110 のうち，「6.8.1.1

貯留堰の耐震計算書に関する補足説明」

を改定
・改 112 の「6.10.1 津波・構内監視カメラの設計に関する補足説明」
改 115

H30.9.19

及び「6.10.2 取水ピット水位計及び潮位計の設計に関する補足説
明」を改定
・改 31 の「6.13 止水ジョイント部の漂流物対策に関する補足説明」
を改定

改 116

H30.9.21・改 47 の「5.14 東海発電所の取放水路の埋戻の施工管理要領について」を改定
・改 96 の「5.19 許容応力度法における許容限界について」を改定

改 117

H30.9.25

・改 113 の「4.2.2 漂流物による影響評価について」を改訂
・改 113 の「4.3 漂流物荷重について」を改訂
・改 109 の「6.1.3 止水機構に関する補足説明」を改定
・改 112 の「6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び改 118

H30.9.26

貫通部止水処置の設計に関する補足説明」を改訂
・改 115 の「6.10.2 取水ピット水位計及び潮位計の設計に関する補足説明」を改訂xii

下線は，今回提出資料を示す。
目

次
[

1.

入力津波の評価]内は，当該箇所を提出（最新）したときの改訂を示

1.1 潮位観測記録の考え方について[改 37 H30.5.17]す。

1.2 遡上・浸水域の評価の考え方について[改 105 H30.8.29]
1.3 港湾内の局所的な海面の励起について[改 37 H30.5.17]
1.4 津波シミュレーションにおける解析モデルについて[改 12 H30.3.1]
1.5 入力津波のパラメータスタディの考慮について[改 109 H30.9.5]
1.6 ＳＡ用海水ピットの構造を踏まえた影響の有無の検討[改 13 H30.3.6]2.

津波防護対象設備

2.1 津波防護対象設備の選定及び配置について[改 112 H30.9.12]3.

取水性に関する考慮事項

3.1 砂移動による影響確認について[改 112 H30.9.12]
3.2 海水ポンプの波力に対する強度評価について[改 73 H30.7.11]
3.3 除塵装置の取水性の影響について[改 80 H30.7.25]
4.

漂流物に関する考慮事項

4.1 設計に用いる遡上波の流速について[改 32 H30.5.1]
4.2 漂流物による影響確認について[改 117 H30.9.25]
4.3 漂流物荷重について[改 117 H30.9.25]
5.

設計における考慮事項

5.1 地震と津波の組合せで考慮する荷重について[改 7 H30.2.19]
5.2 耐津波設計における現場確認プロセスについて[改 111 H30.9.11]
5.3 強度計算に用いた規格・基準について[改 79 H30.7.24]
5.4 津波波力の選定に用いた規格・基準類の適用性について[改 31 H30.4.26]
5.5 津波防護施設のアンカーボルトの設計について[改 67 H30.7.4]
5.6 浸水量評価について[改 112 H30.9.12]
5.7 自然現象を考慮する浸水防護施設の選定について[改 111 H30.9.11]
5.8 浸水防護に関する施設の機能設計・構造設計に係る許容限界について[改 54 H30.6.20]
5.9 浸水防護施設の強度計算における津波荷重，余震荷重及び漂流物荷重の組合せについて[改 20H30.4.4]
5.10 浸水防護施設の設計における評価対象断面の選定について
5.10.1 概要[改 5 H30.2.13]
5.10.2 防潮堤（鋼製防護壁）[改 31 H30.4.26]
5.10.3 防潮堤（鉄筋コンクリート防潮壁）[改 38 H30.5.18]
5.10.4 防潮堤（鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア））[改 24 H30.4.11]
5.10.5 防潮堤（鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁）[改 55 H30.6.20]
5.10.6 貯留堰及び貯留堰取付護岸[改 42 H30.5.31]
5.10.7 防潮扉[改 55 H30.6.20]
5.10.8 構内排水路逆流防止設備[改 103 H30.8.27]
1

5.11 浸水防護施設の評価における衝突荷重，風荷重及び積雪荷重について[改 67 H30.7.4]
5.12 スロッシングによる貯留堰貯水量に対する影響評価について[改 114 H30.9.19]
5.13 防潮堤止水ジョイント部材及び鋼製防護壁シール材について
5.13.1 防潮堤止水ジョイント部材について[改 110 H30.9.10]
5.13.2 鋼製防護壁シール材について[改 47 H30.6.8]
5.14 東海発電所の取放水路の埋戻の施工管理要領について[改 116 H30.9.21]
5.15 地殻変動後の津波襲来時における海水ポンプの取水性への影響について[改 67 H30.7.4]
5.16 強度計算における津波時及び重畳時の荷重作用状況について[改 47 H30.6.8]
5.17 津波に対する止水性能を有する施設の評価について[改 28 H30.4.19]
5.18 津波荷重の算出における高潮の考慮について[改 108 H30.9.4]
5.19 許容応力度法における許容限界について[改 116 H30.9.21]
5.20 津波防護施設の耐震評価における追加検討ケースの選定について[改 114 H30.9.19]
6.

浸水防護施設に関する補足資料

6.1 鋼製防護壁に関する補足説明
6.1.1 鋼製防護壁の設計に関する補足説明
6.1.1.1 鋼製防護壁の耐震計算書に関する補足説明[改 114 H30.9.19]
6.1.1.2 鋼製防護壁の強度計算書に関する補足説明[改 106 H30.8.30]
6.1.2 鋼製防護壁アンカーに関する補足説明[改 78 H30.7.23]
6.1.3 止水機構に関する補足説明[改 118 H30.9.26]
6.2 鉄筋コンクリート防潮壁に関する補足説明[]内は，当該箇所を提出（最新）したときの改訂を示す。

6.2.1 鉄筋コンクリート防潮壁の設計に関する補足説明
6.2.1.1 鉄筋コンクリート防潮壁の耐震計算書に関する補足説明資料[改 100 H30.8.22]
6.2.1.2 鉄筋コンクリート防潮壁の強度計算書に関する補足説明資料[改 100 H30.8.22]
6.2.2 フラップゲートに関する補足説明[改 80 H30.7.25]
6.3 鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）に関する補足説明
6.3.1 鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）の設計に関する補足説明
6.3.1.1

鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）の耐震計算書に関する補足説明[改 92H30.8.16]

6.3.1.2

鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア）の強度計算書に関する補足説明[改 92H30.8.16]

6.4 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁に関する補足説明
6.4.1 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の設計に関する補足説明
6.4.1.1 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の耐震計算書に関する補足説明[改 110 H30.9.10]
6.4.1.2 鋼管杭鉄筋コンクリート防潮壁の強度計算書に関する補足説明[改 110 H30.9.10]
6.5 防潮扉に関する補足説明
6.5.1 防潮扉の設計に関する補足説明[改 108 H30.9.4]
6.5.1.1 防潮扉の耐震計算書に関する補足説明[改 66 H30.8.17]（土木）6.5.1.2 防潮扉の強度計算書に関する補足説明[改 69 H30.8.17] （土木）
6.6 放水路ゲートに関する補足説明2

6.6.1 放水路ゲートの設計に関する補足説明[改 108 H30.9.4]
6.7 構内排水路逆流防止設備に関する補足説明
6.7.1 構内排水路逆流防止設備の設計に関する補足説明[改 39 H30.5.22]
6.7.1.1 構内排水路逆流防止設備の耐震計算書に関する補足説明[改 95 H30.8.20]
6.7.1.2 構内排水路逆流防止設備の強度計算書に関する補足説明[改 95 H30.8.20]
6.8 貯留堰に関する補足説明
6.8.1 貯留堰の設計に関する補足説明
6.8.1.1 貯留堰の耐震計算書に関する補足説明[改 114 H30.9.19]
6.8.1.2 貯留堰の強度計算書に関する補足説明[改 91 H30.8.13]
6.8.2 貯留堰取付護岸に関する補足説明[改 91 H30.8.10]
6.9 浸水防護設備に関する補足説明
6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明[改112 H30.9.12]
6.9.2 逆止弁を構成する各部材の評価及び機能維持の確認方法について[改 40 H30.5.25]
6.9.3 津波荷重（突き上げ）の強度評価における鉛直方向荷重の考え方について[改 79 H30.7.24]
6.10 津波監視設備に関する補足説明
6.10.1 津波・構内監視カメラの設計に関する補足説明[改 115 H30.9.19]
6.10.2 取水ピット水位計及び潮位計の設計に関する補足説明[改 115 H30.9.19]
6.10.3 加振試験の条件について[改 75 H30.7.17]
6.10.4 津波監視設備の設備構成及び電源構成について[改 89 H30.8.7]
6.11 耐震計算における材料物性値のばらつきの影響に関する補足説明[改 61 H30.6.28]
6.12 止水ジョイント部の相対変位量に関する補足説明[改 114 H30.9.19]
6.13 止水ジョイント部の漂流物対策に関する補足説明[改 116 H30.9.21]
6.14 杭－地盤相互作用バネの設定について[改 61 H30.6.28]
7.

工事計画変更許可後の変更手続き[

7.1 工事計画変更許可後の変更手続き[改 83 H30.7.31]（最新）したときの改訂を示す。

3]内は，当該箇所を提出

6.1.3.8 止水板の設置時における隙間の解析及び衝突解析による評価について
1.目的
鋼製防護壁の 1 次止水機構の止水板は，止水板押えと側面戸当りの隙間が 3mm～6mm にて設置されることから，解析や応力評価の影響について評価する。
2.概要
三次元動的解析は，ガイド間の隙間の寸法について公称値の 3mm とし評価してきたが，製作や施工上の設置時における公差を考慮した場合に，隙間 3mm から最大 6mm にて設置することから，三次元動的解析においては，設置時における施工上の公差によるばらつき等も考慮した解析ケースを選定する。
なお，解析ケースの選定については，三次元動的解析による応力評価（衝突応力含む）
及び止水板の浮き上がりの観点から適切な解析ケースを選定する。
図 1 に，止水板と止水板ガイドとの設置時の隙間を示す。
＜止水板と止水板ガイド間の設置時の寸法＞
止水板厚さ
Ａ（mm）

止水板ガイド付き
厚さＢ（mm）

ガイド間隔
Ｃ（mm）

【隙間管理値】
C-B
（mm）

150

210

213

3

図面寸法
実機寸法
（製作公差含む）

150

+1
-0

210±3
(ﾗｲﾅｰ調整)

213 +6-3(ﾗｲﾅｰ調整)

3 +3

-0

+0
解析モデル

側面水密ゴム

支圧板(実機ﾗｲﾅｰ調整)

150

210 -3

213

3

+3
-0

止水板厚さＡ

止水板押え

止水板ガイド(実機ﾗｲﾅｰ調整)
止水板

ガイド間隔Ｃ

底面水密ゴム

隙間管理値
3mm～6mm

側面戸当り

止水板

底面戸当り
止水板ガイド付き厚さＢ

図 1 実機における止水板とガイド間の寸法管理値

6.1.3-197

1

3.応力解析の評価フロー止水板設置時における隙間のケースにおける応力解析及び衝突解析による評価フローについて図 2 に示す。

止水板の評価【衝突解析結果の反映】・止水機構の部材の材質変更，構造補強
による強度向上による対策の実施【評価条件の策定】
・隙間管理値の解析ケース選定
・解析ケースのモデルの作成
・評価対象部位の選定【三次元動的解析】
・最大応力の算出（ミーゼス応力）
・衝突応力の算出，評価【衝突応力評価】・三次元有限要素法による解析
・衝突応力の解析ケースの選定【強度評価】
・三次元動的解析の評価
・強度計算書への反映の確認【衝突解析】
・衝撃・構造解析（LS-DYNA）による衝突解析，評価Ｎ
許容応力以下の判定

Ｙ【衝突解析価項目】
・各部材の許容応力以下の確認
・強度計算書への反映の確認

評価終了

図 2 止水板の設置時における隙間の解析及び衝突解析による評価フロー

6.1.3-1982

4.評価条件の策定(1)三次元動的解析モデルと解析ケース
図 3 に三次元動的解析のモデルとケース数
隙間管理値【解析条件】◆三次元動的解析のケース

止水板
押え

ケース 1

ケース２

ケース３

3mm

4mm

6mm

隙間
止水板

◆地震動：基準地震動Ｓｓ（３方向同時加振）◆継続時間：鋼製防護壁の鉛直加速度最大時付近
40 秒から 44 秒

図 3 三次元動的解析のモデルとケース数(2)評価対象部位の選定
三次元動的解析の評価対象部位は，止水板の挙動に影響を与える部位を選定した。図 4に解析における評価対象部位を示す。

⑤止水板押え③止水板ガイド④支圧板①止水板②止水板コマ

図 4 解析における評価対象部位

6.1.3-1993

5. 三次元動的解析（応力評価）の結果
三次元動的解析における応力評価の解析結果を止水板設置の隙間ケース毎に整理した結果を表 1 に示す。
解析の結果から，ケース 3 の 6mm の場合であればケース１，2 の発生応力よりも顕著に応力が大きくなる傾向があること及び他のケースを包絡していることから，三次元動的解析及び応力評価においてはケース 3（隙間 6mm）のケースを評価や解析においてのベースケースとする。
表 1 止水板設置の隙間ケースにおける三次元動的解析結果（衝突応力）
ケース 1

ケース２

ケース３

許容応力

（隙間：3mm）（隙間：4mm）（隙間：6mm）

(MPa)

①止水板

185.4

121.5

348.6

345

②止水板コマ

794.9

962.4

1975.7245③止水板ガイド

599.9

829.2

1308.7

245

④支圧板

21.8

14.4

13.1

44

⑤止水板押え

829.0

538.0

915.1

450

公称値ケース

ｹｰｽ１とｹｰｽ 3 の
中間ｹｰｽ【ベースケース】
支圧板以外の全ての部位の包絡ｹｰｽ

評価対象部位

評価

三次元動的解析における評価の結果，ケース 1 の隙間 3mm のケースでは止水板とガイドとの隙間が小さいことから，止水板を比較的拘束する結果が得られたが，ケース 3 の 6mmの場合には止水板とガイドとの隙間が大きいため，止水板が自由に動きやすく衝突応力に大きい結果が得られたものと思われる。
図 5～図 8 にケース 3 の①止水板，②止水板コマ，③止水板ガイド，⑤止水板押えの三次元動的解析の結果を示す。

6.1.3-2004【ケース 3 隙間 6mm の解析結果】＜①止水板＞
止水板の中央付近に許容応力をわずかに上回っている衝突応力が確認できることから衝突による応力として評価する。
また，時刻歴波形から許容応力以下のところにも小さな衝突応力が確認できる結果となった。図 5 に三次元動的解析の結果と時刻歴波形を示す。

衝突応力
許容応力 345

衝突応力

図 5 止水板の三次元動的解析結果と時刻歴波形＜②止水板コマ＞
止水板コマの端部に衝突応力が確認できることから衝突による応力として評価する。
また，時刻歴波形から許容応力の近傍の部分に衝突応力が確認できる結果となった。
図 6 に三次元動的解析の結果と時刻歴波形を示す。

衝突応力
衝突応力

許容応力 245

許容応力の近傍に衝突応力

図 6 止水板コマの三次元動的解析結果と時刻歴波形

6.1.3-2015＜③止水板ガイド＞
止水板ガイドに衝突応力が確認できることから衝突による応力として評価する。
また，時刻歴波形から許容応力以下のところにもいくつかの衝突応力が確認できる結果となった。図 7 に三次元動的解析の結果と時刻歴波形を示す。
衝突応力

許容応力 245

図 7 止水板ガイドの三次元動的解析結果と時刻歴波形＜⑤止水板押え＞
止水板押えを鋼製防護壁に取り付ける部分やＬ字の曲り部の近傍に衝突応力が確認できることから衝突による応力として評価する。
また，時刻歴波形から許容応力以下のところにもいくつかの衝突応力が確認できる結果となった。図 8 に三次元動的解析の結果と時刻歴波形を示す。

衝突応力

許容応力 450

図 8 止水板押えの三次元動的解析結果と時刻歴波形

6.1.3-2026

6.衝突応力の評価
前項 5 項の三次元動的解析の結果から，衝突応力が認められたため，三次元有限要素法
による衝突解析を実施し衝突応力について評価する。
(1)解析条件
・加振条件：基準地震動Ｓｓ（Ss－D1）
・解析手法：非線形時刻歴応答解析
・解析ソフト：LS-DYNA（衝撃・構造解析ソフトウェア）
・解析モデル：三次元有限要素法解析モデル（ガイド間の隙間 6mm）
図 9 に止水板とガイド間のモデル図を示す。

止水板モデル（陸側）
止水板モデル（断面）止水板モデル（全景）

図 9 止水板とガイド間のモデル図

6.1.3-203

7

(2)止水板の衝突条件
止水板の衝突応力の算出に係る止水板の設置条件（イメージ）を図 10 に示す。
＜衝突条件＞①隣り合う止水板とは接続しない。
②止水板の傾きは三次元動的解析結果の数値を用いる。
③南側の止水板位置を解析開始時の衝突点とする。

縦断方向傾斜角
設定軸位置①止水板同士は
接続しない

北側
南側

②三次元動的解析結果の傾き③解析開始時の衝突点(陸側)

図 10 止水板の衝突応力の算出に係る止水板の解析条件（イメージ）

6.1.3-2048

(3)衝突解析の結果
a.

評価条件
衝突解析に用いる評価条件について，以下のとおり。評価ケースは横断方向と縦断
方向の 2 ケース実施する。評価部位については三次元動的解析の結果から以下の対象箇所とする。図 11 に衝突解析の評価部位と解析条件を示す。

＜評価対象部位＞
・止水板

・止水板コマ・止水板ガイド

・止水板押え＜評価条件＞
・ガイド間の隙間 ： 隙間 6mm
・衝突速度：1200mm/s（三次元動的解析から求めた衝突速度）
・横断方向の傾斜角：1.238°（図面上から求めた傾斜角）
・縦断方向の傾斜角： 0.2°（三次元動的解析から求めた傾斜角）
衝突解析の解析条件
衝突方向

傾斜方向と角度

衝突速度（mm/s）

横断方向

縦断方向

横断方向

1200mm/s

1.238

0.2

縦断方向

1200mm/s

1.238

0.2

横断方向

縦断方向

③止水板ガイド④止水板押え①止水板②止水板コマ

図 11 衝突解析の評価部位と解析条件

6.1.3-205

9

ｂ．評価結果
衝突解析の解析結果から，止水板ガイド及び止水板押えの部分の発生応力が許容応
力を超える結果になった。
上段：横断方向，下段：縦断方向①止水板(SUS304N2)②止水板コマ(CAC703)③止水板ガイド(CAC703)④止水板押え（SM570）

発生応力（kN/mm２）
121
120
19
11
395
360
330

許容応力
（kN/mm２）

評価

300

○

171

○

171

×

382

△

571

＜凡例＞ ○：横断・縦断共に許容応力未満
×：横断・縦断共に許容応力超え△：横断・縦断どちらかが許容応力超え

各部位における評価結果を図 12 の止水機構の衝突解析結果に示す。
①止水板

②止水コマ

③止水板ガイド④止水板押え

許容応力を超えた箇所
許容応力を超えた箇所
許容応力を超えた箇所

図 12 止水機構の衝突解析結果（横断方向）

6.1.3-206

10

(4)衝突解析結果の反映
衝突解析の評価結果より，止水板ガイドと止水板押えは許容応力を超える結果となった。衝突荷重の要因として，止水板は隙間を保持した状態で設置しており，地震時においては小刻みに挙動することから衝突荷重が発生しやすい構造にある。
そのため，衝突の要因となる止水板側の止水板ガイドについて対策を実施する。止水板
ガイドの機能と対策を示す。
ａ．止水板ガイドの機能
止水板ガイドは，止水板の地震時の挙動を円滑にするため，止水板押え（横断方
向：最大 6mm）と止水板押えガイド（縦断方向：5mm）と一定の隙間を保持した状態で設置されている。図 13 に止水板ガイドと止水板押えガイドとの位置関係を示す。
止水板ガイドに掛かる荷重は，止水板の固定荷重に地震時の水平震度を加えた荷重が地震時に止水板押え側に支圧として，止水板ガイドに支圧応力として伝達する。
衝突荷重の緩和対策については，この機能，役割に影響を与えない構造を検討す
る。
止水板押えガイド

止水板ガイド

止水板押え

止水板
止水板押え

止水板押えガイド

Ａ

Ａ

隙間管理値（3mm～6mm）
横断方向

横断方向：最大 6mm

側面戸当り（モデル図断面イメージ）
止水板

底面戸当り

横断方向

止水板押え

止水板押えガイド

隙間管理値（3mm～6mm）
横断方向：最大 6mm
縦断方向
縦断方向：最大 5mm

止水板ガイド横断方向

止水板（モデル図平面イメージ Ａ－Ａ矢視）

図 13 に止水板ガイドと止水板押えガイドとの位置関係を示す。

6.1.3-207

11

ｂ．止水板ガイドの衝突荷重の要因と対策
止水板押えと止水板との隙間が最大 6mm にて設計しており，構造の特徴として止水板が小刻みに動く挙動を示すことは実証試験及び三次元動的解析からも確認されている。そのため，衝突荷重は構造上から発生するものであることから，止水板ガイドの衝突荷重の要因と対策を図 14 に示す。
以下の要因から対策として，材料による強度の向上及び衝突緩和対策を実施する。
＜主要因＞

＜要 因＞

構造・挙動
による要因

・止水板押えガイドと止水板ガイドとの間に，横断方向の隙間（最大 6mm）がある。そのため，地震時における止水板の挙動により衝突荷重が発生しやすい。
・止水板の挙動は，実証試験及び 3 次
元動的解析から小刻みに横断・縦断方向の挙動を繰り返しており，その際に衝突荷重が発生しやすい。

＜方針＞
・構造上衝突荷重が発生する構造であることから，部材による強度を向上させ，更に衝突荷重を緩和させるよう対策を行う。

止水板ガイドの材料は CAC703
銅合金材料の中でも比較的柔らかい材料を使用しているため，衝突荷重に耐える強度の高い材料に変更する。

＜対策＞
・部材の強度向上
CAC703 ⇒CAC304 に変更

衝突荷重

材料
による要因

＜対 策＞

＜対策＞
・部材の強度向上⇒材料変更
・衝突荷重の緩和対策の実施⇒緩衝材（ゴム製）による対策

図 14 止水板ガイドの衝突荷重の要因と対策＜対 策＞
止水板ガイドの衝突緩和対策について図 15 に示す。
①衝突荷重を直接受ける止水板ガイドの材質を変更（CSC703⇒CAC304）し強度を向上させる。更に，衝突を和らげる対策として，止水板ガイドと止水板との間に緩衝材（ゴム製）を挟み込み衝突を緩和する構造にする。
②緩衝材（ゴム製）を止水板と止水板ガイドとの間に同じ幅の寸法の緩衝材（ゴム製）
を挟むことから，止水板ガイドの全体の寸法は変更しない。そのため，止水板の挙動に影響を与えない構造にする。
止水板押えガイド
止水板押えガイド
止水板ガイド

止水板押え

止水板押え

緩衝材（ゴム製）

緩衝材
（ゴム製）

止水板ガイド
横断方向

縦断方向

止水板
Ａ

Ａ

止水板
横断方向

（モデル図断面イメージ）

図 15 止水板ガイドの衝突緩和対策

6.1.3-20812

ｃ．評価結果（対策後）
衝突緩和対策後の衝突解析の結果から，評価部位において発生応力が許容応力を下回る結果になった。実機においても緩衝材（ゴム製）を反映した構造にする。
上段：横断方向，下段：縦断方向①止水板(SUS304N2)②止水板コマ(CAC703)③止水板ガイド(CAC304)④止水板押え（SM570）

発生応力（kN/mm２）
17
9
5
2
169
46
288

許容応力
（kN/mm２）

評価

300

○

171

○

249

○

382

○

183

＜凡例＞ ○：横断・縦断共に許容応力未満
×：横断・縦断共に許容応力超え△：横断・縦断どちらかが許容応力超え

各部位における評価結果を図 16 の止水機構の衝突解析結果に示す。
①止水板②止水板コマ③止水板ガイド④止水板押え図 16 止水機構の衝突解析結果（横断方向）

6.1.3-20913

7.三次元動的解析（止水板の浮き上がり）の結果
三次元動的解析における止水板の浮き上がりの解析結果を止水板設置の隙間ケース毎に整理した。表 2 に結果を示す。
ケース毎の解析結果から，浮き上がりの量の最大値に大小の差は生じているが，著しく大きく浮き上がるような結果は得られなかった。
浮き上がりの回数は，三次元動的解析における評価の結果，隙間が大きくなる場合（ケース 2,3）に，浮き上がる回数が減る傾向が得られた。また，ケース１の隙間 3mm の場合は，浮き上がる回数が他のケースより多く確認できる結果となった。
そのため，ケース 1 の隙間 3mm のケースを止水板の挙動（浮き上がり）のベースケースとする。
表 2 止水板設置の隙間ケースにおける止水板の浮き上がり結果（最大値）

止水板の浮き上がり量
止水板の浮き上がりの回数（3mm※以上）
評価

ケース 1(隙間:3mm)ケース２(隙間:4mm)ケース３(隙間:6mm)

4.11mm

6.25mm

4.16mm

5回

3回

2回【ベースケース】
3mm 以上の浮き上がりの回数が多い。

浮き上がりの最大値のケース。その他は 3mm 前後の小さな挙動。

浮き上がりの回数が少ない。

※3mm：3mm 以下の浮き上がりであれば，設計上水密ゴムは底面戸当りと接触状態を示す。

隙間が小さいケース 1 の隙間 3mm の場合は，側面戸当りと止水板押えに拘束され，鉛直方向（Ｚ方向）の動きに追従しているものと思われる。ケース 3 の隙間 6mm の場合は隙間が大きい分，側面戸当りと止水板押えに拘束されにくいことから，浮き上がりの回数は減る傾向にある。
図 17 に各ケースの浮き上がり量と回数の解析結果を示す。

6.1.3-210

14

①

②

③

②

③

④

⑤

3mm

3mm

ケース１（隙間：3mm）

①

②

①

②

③

3mm

3mm

ケース２（隙間：4mm）
図 17 (1/2) 各ケースの浮き上がり量と回数の解析結果

6.1.3-211

15

①
3mm

①

②

3mm

ケース３（隙間：6mm）
図 17 (2/2) 各ケースの浮き上がり量と回数の解析結果

6.1.3-21216

6.9 浸水防護設備に関する補足説明

6.9.1-目-1

17下線は，今回提出資料を示す。
目

次6.9.1 浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の設計に関する補足説明(1) 概要(2) 浸水防止蓋及び水密ハッチの補足説明
a.

取水路点検用開口部浸水防止蓋の設計に関する補足説明b.

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の設計に関する補足説明c.

ＳＡ用海水ピット開口部浸水防止蓋の設計に関する補足説明d.

緊急用海水ポンプピット点検用開口部浸水防止蓋の設計に関する補足説明e.

緊急用海水ポンプ室人員用開口部浸水防止蓋の設計に関する補足説明f.

緊急用海水ポンプ点検用開口部浸水防止蓋の設計に関する補足説明g.

格納容器圧力逃がし装置格納槽点検用水密ハッチの設計に関する補足説明h.

常設低圧代替注水系格納槽点検用水密ハッチの設計に関する補足説明i.

常設低圧代替注水系格納槽可搬型ポンプ用水密ハッチの設計に関する補足説明j.

海水ポンプ室ケーブル点検口浸水防止蓋の設計に関する補足説明(3) 逆止弁の補足説明a.

海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の設計に関する補足説明b.

取水ピット空気抜き配管逆止弁の設計に関する補足説明c.

緊急用海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の設計に関する補足説明d.

緊急用海水ポンプ室床ドレン排出口逆止弁の設計に関する補足説明(4) 貫通部浸水処置の補足説明
a.
(5)
a.

貫通部止水処置の設計に関する補足説明
水密扉の補足説明
水密扉の設計に関する補足説明

6.9.1-目-2

18

b.

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の設計に関する補足説明(a) 固有値解析
イ. 固有周期の計算
固有値解析に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-2-10-2-5-2 放水路ゲート点
検用開口部浸水防止蓋の耐震性についての計算書」にて示す記号を使用する。
放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋は，浸水防止蓋を単純支持梁としてモデル化し，評価を行う。
「構造力学公式集(1988 年)，土木学会」より，両端支持梁の一次
固有振動数 f は次のとおり与えられる。一次固有振動数 f をもとに固有周期 T を以下のとおり算出する。
T=

f=

1
f

π
2πL

E I・10m

ここで，
f ：一次固有振動数（Hz）
L ：解析モデルの長さ（mm）＝1350

E ：縦弾性係数（MPa）＝2.06×105

I ：解析モデルの断面二次モーメント（mm4）＝1.75×109

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋は主桁（端部桁及び中間桁），補助桁，スキンプレート等で構成されるが，扉体形状が一様ではないため，固有値解析においては安全側の考慮となるよう主桁（端部桁及び中間桁）及びスキンプレートをモデル化する。
主桁のうち端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-1 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝150 mm

ｂ1

部材-1

ｔ1

h ＝300 mm
t1 ＝12 mm

ｅ

ｔ2

ｅ1
ｈ

ｂ2

b1 ＝80 mm
t2 ＝9 mm

ｅ2

部材-2
部材-3

b2 ＝276 mm
t3 ＝12 mm

ｂ3

ｔ3

b3 ＝80 mm

図 6.9.1-(2)-b-1 端部桁の断面寸法図

6.9.1-(2)-b-1

19端部桁の断面二次モーメント I1 は以下の式により算出する。
I=

b h

b (b
12

t )

I1＝(80×3003－2763×(80－9))/12＝5.56045×107 mm4
端部桁の断面積 A1 は以下のとおりである。
A1＝b1・t1＋b2・t2＋b3・t3＝80×12＋276×9＋80×12＝4.404×103 mm2
主桁のうち中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-2 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝150 mm
h ＝300 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝150 mm
t2 ＝12 mm
b2 ＝276 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝150 mm
図 6.9.1-(2)-b-2 中間桁の断面寸法図
中間桁の断面二次モーメント I2 は以下の式により算出する。
I=

b h

b (b
12

t )

I2＝(150×3003－2763×(150－12))/12＝95717300 mm4＝9.57173×107 mm4
中間桁の断面積 A2 は以下のとおりである。
A2＝b1・t1＋b2・t2＋b3・t3＝150×12＋276×12＋150×12＝6.912×103 mm2
LS：スキンプレート長さ（mm）＝4900
tS：スキンプレート厚さ（mm）＝22
スキンプレートの断面二次モーメント I3 は以下の式により算出する。
I=

bh
12

I3＝(4900×223)/12＝4.34793×106 mm4
スキンプレートの断面積 A3 は以下のとおりである。
A3＝LS・tS＝4900×22＝1.078×105 mm2
6.9.1-(2)-b-2

20

m：解析モデルの単位長さ当りの重量（kg/mm）＝2.01333

端部桁，中間桁及びスキンプレートの断面積，重心位置及び断面二次モーメントを表 6.9.1-(2)-b-1 に示す。
表 6.9.1-(2)-b-1 端部桁，中間桁及びスキンプレートの断面積，
重心位置及び断面二次モーメント
Ay
部材

断面積

重心位置

(断面積・重

(㎜ 2)

(㎜)

心位置)

A y2

In

(断面積・

部材ごとの

(重心位

断面二次モ

2

ーメント

4

(㎜ 4)

置) )

(㎜ 3)

(㎜ )

端部桁

4.404×103

150

6.606×105

9.909×107

中間桁6.912×103

150

1.0368×106

1.5552×108

1.078×105311

3.35258×

1.04265×

スキンプレ
ート

10

7

10

5.56045×

Ay2＋In(㎜ 4)1.54695×

7

10

108

9.57173×2.51237×

7

10

108

4.34793×

1.04308×

10

6

10

1010

モデル断面は端部桁 2 桁，中間桁 7 桁及びスキンプレートから構成されるため，固有値解析に用いる解析モデルの断面二次モーメント I は以下のとおりとなる。
モデル全体の重心位置 e＝(ΣAy)/(ΣA)＝(6.606×105×2＋1.0368×106×7＋3.35258×107)/(4.404×103×2＋6.912×103×7＋1.078×105)＝255.2 mm
e2・ΣA＝255.22×(4.404×103×2＋6.912×103×7＋1.078×105)＝1.07454×1010 ㎜ 4
解析モデルの断面二次モーメント
I＝Σ(Ay2＋In)－e2・ΣA＝(1.54695×108×2＋2.51237×108×7＋1.04308×1010)－1.07454×1010＝1.24988×1010－1.07454×1010＝1.75340×109 ㎜ 4＝1.75×109 ㎜ 4以上より，
f＝π2/(2π・13502)･√(2.06×105×1.75×109×103/2.01333)＝364.709＝364 Hz
T＝1/f＝1/364＝0.00274725＝0.0028 s
ロ. 固有値解析結果
固有周期は 0.0028 s であり，0.05 s 以下であることから，剛構造である。

6.9.1-(2)-b-3

21

(b) 評価条件の整理
イ. 固定荷重及び積雪荷重
固定荷重の算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-2-10-2-5-2 放水路ゲー
ト点検用開口部浸水防止蓋の耐震性についての計算書」にて示す記号を使用する。
固定荷重は以下のとおりとする。
W＝mD・g +mS・g
ここで，
mD・g：蓋の自重（N）＝2.70000×104
mS・g：積雪質量による重力（N）＝1.41215×103
ms＝（0.35・S/106）・A
ここで，
S：単位面積当たりの積雪質量（kg/m2）＝62
垂直積雪量 30 cm，単位荷重 20 Pa/cm より，600 Pa
600 Pa/g＝61.1829 kg/m2 →保守的に 62 kg/m2 とする。
A：蓋の面積（mm2）＝6.61500×106
A＝1350×4900＝6.61500×106 mm2
以上より
ms＝（0.35×62/106）×6.61500×106＝143.5455＝144 ㎏
mS・g＝144×9.80665＝1.41215×103 N
以上より
W＝2.70000×104＋1.41215×103＝2.84121×104 N
ロ. 風荷重添付書類「Ⅴ-2-1-9 機能維持の基本方針」及び添付書類「Ⅴ-3-別添 3-1 津波への配慮が必要な施設の強度計算の方針」にて設定した荷重の組合せに基づき，考慮しない。

6.9.1-(2)-b-4

22

(c)応力計算
イ. 基準津波時
基準津波時荷重の算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3-別添 3-2-4-2
放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は津波荷重を打ち消す向きに作用することから考慮しない。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は津波荷重を打ち消す向きに作用することから考慮しない。
(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は「港湾の施設の技術上の基準・同解説」における流れに伴う流体力の算出式より，以下のとおり算出する。
Pt＝h1・W0＋(CD・ρ・U2)/2
ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（N/mm2）＝535.9093

W0：海水の単位体積重量（kN/m ）＝10.100

h1：スキンプレート面作用水深（m）＝30.0

CD：抗力係数＝2.01

ρ：海水密度（kg/m3）＝1030

U：津波による水位上昇速度（m/s）

＝15.0

以上より，
Pt ＝(30.0×10.100×103＋(2.01×1030×15.02)/2)/106＝0.535908

N/m2＝0.54 N/mm2(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する津波荷重（鉛直上向き）は，蓋を介して固定ボルトに伝達し，固定ボルトを介してコンクリート躯体に伝達するものとする。
(a-1) 蓋蓋は，蓋端間で等分布荷重を受ける両端単純支持ばりとして検討を行う。
(a-1-1) 蓋（端部桁）(a-1-1-1) 発生荷重
端部桁に作用する単位面積あたりの荷重

q1＝Pt＝0.54 N/mm2

受圧幅 b1，荷重の作用幅 B 及び支間 L は図 6.9.1-(2)-b-3 に示す寸法であり，それぞれ以下のとおりである。
受圧幅b1＝226 mm
6.9.1-(2)-b-5

23

b1

荷重の作用幅

B＝1150 mm

支

L＝1450 mm

間

B

b2

L

図 6.9.1-(2)-b-3 放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の構造図

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の応力評価に当たっては，図6.9.1-(2)-b-4 に示す単純支持梁として評価する。
Bw

L
図 6.9.1-(2)-b-4 応力評価に用いるモデル図

端部桁負担荷重w1＝q1・b1＝0.54×226＝122.04 N/mm

曲げモーメント

M1＝w1・B/8・(2L-B)＝122.04×1150/8×(2×1450-1150)＝3.07006×107 N･mm

せん断力

S1＝w・B/2＝122.04×1150/2＝7.01730×104 N(a-1-1-2) 断面性能
端部桁の材質SM490

I1：端部桁の断面二次モーメント（mm4）＝5.56045×107

6.9.1-(2)-b-624端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-5 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝150 mm
h ＝300 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝80 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝276 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝80 mm

図 6.9.1-(2)-b-5 端部桁の断面寸法図
端部桁の断面二次モーメントI1＝(80×3003－2763×(80－9))/12＝5.56045×107 mm4
Z1：端部桁の断面係数（mm3）＝3.707×105

Z1＝I1/e1＝5.56045×107/150＝3.707×105 mm3
AS1：端部桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝1.944×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-6 に示す寸法図から
R＝30 mmb2＝276mm

R

端部ウェブ幅b2

図 6.9.1-(2)-b-6 蓋端部の寸法図
端部ウェブ幅は
b2－2・R＝276－2×30＝216 mm
以上より
AS1＝216×9＝1.944×103 mm2(a-1-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M1＝3.07006×107 N･mm

せん断力

S1＝7.01730×104 N

曲げ応力

σb1＝M1/Z1
6.9.1-(2)-b-725

＝3.07006×107/(3.70696×105)＝82.8188 N/mm2＝83 N/mm2
せん断応力

τ1＝S1/AS1＝7.01730×104/1.944×103＝36.0972 N/mm2＝37 N/mm2
σm1＝√（σb12＋3・τ12）＝√（832＋3×372）

組合せ応力＝104.861＝105 N/mm2(a-1-2) 蓋（中間桁）(a-1-2-1) 発生荷重
中間桁に作用する単位面積あたりの荷重

q2＝Pt＝0.54 N/mm2

受圧幅b2＝613 mm

中間桁負担荷重w2＝q2・b2＝0.54×613＝331.02 N/mm

水密幅

B＝1150mm

支L＝1450mm

間

曲げモーメント

M2＝w2・B/8・(2L-B)＝331.02×1150/8×(2×1450-1150)＝8.32722×107 N･mm

せん断力

S2＝w2・B/2＝331.02×1150/2＝1.90336×105 N(a-1-2-2) 断面性能
端部桁の材質SM490
4

I2:中間桁の断面二次モーメント（mm ）＝9.57173×107 mm4

中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-7 に示すとおりである。

6.9.1-(2)-b-8

26e1 ＝e2 ＝150 mm
h ＝300 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝150 mm
t2 ＝12 mm
b2 ＝276 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝150 mm

図 6.9.1-(2)-b-7 中間桁の断面寸法図
中間桁の断面二次モーメントI2＝(150×3003－2763×(150－12))/12＝9.57173×107 mm4
Z2：中間桁の断面係数（mm3）＝6.381×105

Z2＝I2/e1＝9.57173×107/150＝6.381×105 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝2.592×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝30 mmb2＝276mm

6.9.1-(2)-b-927

端部ウェブ幅は
b2－2・R＝276－2×30＝216 mm
以上より
AS2＝216×12＝2.592×103 mm2
中間桁の断面係数

Z2＝6.381×105 mm3

中間桁の端部ウェブ断面積

AS2＝2.592×103 mm2(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝8.32722×107 N･mm

せん断力

S2＝1.90336×105 N

曲げ応力σb2＝M2/Z2＝8.32722×107/(6.381×105)＝130.500 N/mm2＝131 N/mm2

せん断応力

τ2＝S2/AS2＝1.90336×105/(2.592×103)＝73.4320 N/mm2＝74 N/mm2
σm2＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（1312＋3×742）＝183.273＝184 N/mm2(a-1-3) 蓋（スキンプレート）(a-1-4-1) 発生荷重
スキンプレートに作用する単位面積当たりの荷重 q3＝Pt＝0.54 N/mm2
スキンプレート長辺b3＝613 mm

スキンプレート短辺

a1＝340 mm

スキンプレートの板厚

t3＝22 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝48.72
ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・設備計画マニュアル編）（ダム・堰施設技術協会 平成 28 年 3 月）に基づき，辺長比 b/a を求め，係数ｋの値が最も高いものとする。
辺長比 b/a＝b3/a1＝613/340＝1.803

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝48.72(a-1-4-2) 発生応力
曲げ応力

σb3＝1/100・k・a2・q3・0.8/t32
6.9.1-(2)-b-10

28

＝1/100×48.72×3402×0.54×0.8/222＝50.2694＝51 N/mm2(a-1-4) 蓋（補助桁）(a-1-3-1) 発生荷重
補助桁に作用する単位面積あたりの荷重

q4＝Pt＝0.54 N/mm2

主桁間隔

b1＝613 mm

補助桁間隔

a1＝340 mm

曲げモーメント

M4＝q4・a1/24・(3b32-a12)＝0.54×340/24×(3×6132-3402)＝7.73955×106 N･mm

せん断力

S4＝q4・a1/2・（b3-a1/2）＝0.54×340/2×（613-340/2）＝4.06674×104 N(a-1-3-2) 断面性能
蓋の材質

SM490

I4：補助桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.03498×107
補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-8 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝87.5 mm
h ＝175 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝60 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝157 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝60 mm
図 6.9.1-(2)-b-8 中間桁の断面寸法図
補助桁の断面二次モーメントI4＝(60×1753－1573×(60－9))/12＝1.03498×107 mm4
Z4：補助桁の断面係数（mm3）＝1.20767×105

Z4＝I4/e1＝1.03498×107/87.5＝1.18283×105 mm3＝1.182×105 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝873 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝30 mm
6.9.1-(2)-b-1129

b2＝157mm
端部ウェブ幅は
b2－2・R＝157－2×30＝97 mm
以上より
AS2＝97×9＝873 mm2(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝7.73955×106 N･mm

せん断力

S2＝4.06674×104 N

曲げ応力

σb4＝M4/Z4＝7.73955×106/(1.182×105)＝65.4784＝66 N/mm2

せん断応力

τ4＝S2/AS2＝4.06674×104/873＝46.5835 N/mm2＝47 N/mm2
σm4＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（662＋3×472）＝104.799 N/mm2＝105 N/mm2(a-2) 固定ボルト
蓋に作用する基準津波荷重は，蓋を介して固定ボルトに伝達するものとする。
(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
T51＝S1/2＝70173/2＝3.50865×104 N

引張力(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SCM435固定ボルトの呼び径M30

固定ボルトの断面積

Ab1＝π/4・φ2＝π/4×302＝706.858 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力

σt51＝T51/Aｂ＝3.50865×104/706.858＝49.6372 N/mm2＝50 N/mm2

6.9.1-(2)-b-1230

(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
T52＝S2/2＝1.90336×105/2＝9.51680×104 N

引張力(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SCM435固定ボルトの呼び径M30

固定ボルトの谷径断面積

Ab2＝π/4・φ2＝π/4×302＝706.858 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力σt52＝T2/Ab2＝9.51680×104/706.858＝134.635 N/mm2＝135 N/mm2

6.9.1-(2)-b-13

31

ロ.

Ss 地震時Ss 地震時荷重の算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-2-10-2-5-2 放水路

ゲート点検用開口部浸水防止蓋の耐震性についての計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-3) Ss 地震荷重
基準地震動 Ss による地震荷重に考慮する固定荷重は以下の式により算出する。
W＝(mD+mS)・g＝mD・g＋mS・g
蓋の自重及び積雪質量による重力は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおり以下の値とする。
mD・g：蓋の自重（N）＝2.70000×104
mS・g：積雪質量による重力（N）＝1.41215×103
W＝2.70000×104＋1.41215×103＝2.84121×104 N
応力評価に用いる基準地震動 Ss による設計震度を表 6.9.1-(2)-b-2 に示す。
鉛直方向の設計震度が 1G を超えないため，鉛直方向地震荷重については固定荷重及び積雪荷重と同じ方向の鉛直下向きのみを考慮する。
水平方向地震荷重は，蓋の質量及び積雪質量を考慮する。
固有値解析結果より，放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の固有周期が0.05 s 以下あることを確認したため，放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の耐震計算に用いる設計震度は，添付書類「Ⅴ-2-1-7設計用床応答曲線の作成方針」に示す防潮堤（鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア））における設置
床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮して設定する。

6.9.1-(2)-b-14

32

表 6.9.1-(2)-b-2 応力評価に用いる基準地震動 Ss による設計震度
設置場所
地震動

地震による設計震度＊1

及び床面高さ（m）

防潮堤（鉄筋コンクリート防

基準地震動

水平方向ＫＨ0.79

鉛直方向ＫＶ0.90

潮壁（放水路エリア））Ｓｓ

EL. 3.500＊2

注記 ＊1：放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の固有周期が 0.05s 以下であることを確認したため，設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮した設計震度を設定した。
＊2：基準床レベルを示す。
基準地震動 Ss による水平方向地震荷重 IH 及び鉛直方向地震荷重 IV は以下の式により算出する。
IH＝W・KH
IV＝W・KV
IH＝2.54121×104×0.79＝2.24455×104 N
IV＝2.54121×104×（1＋0.90）＝5.39829×104 N
蓋の幅 Bo，蓋の長さ Lo は図 6.9.1-(2)-b-9 に示す寸法であり，それぞれ以下のとおりである。
Bo：蓋の幅＝1350mm

Lo：蓋の長さ＝4900mm

BoLo

図 6.9.1-(2)-b-9 蓋の幅及び長さ寸法図

6.9.1-(2)-b-1533単位長さ当たりの水平方向地震荷重
ih＝IH /Lo
ih＝2.24455×104/4900＝4.58071 N/mm
＝4.58 N/mm
単位面積当たりの鉛直方向地震荷重
iv＝IV /（Bo×Lo）＝5.39829×104/(1350×4900)＝0.00816068 N/mm2＝0.82×10-3 N/mm2

6.9.1-(2)-b-16

34

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する地震荷重（水平方向及び鉛直方向）は，蓋を介して固定ボルトに伝達し，固定ボルトを介してコンクリート躯体に伝達するものとする。
(a-1) 蓋蓋は，蓋端間で等分布荷重を受ける両端単純支持ばりとして検討を行う。
(a-1-1) 蓋（端部桁）(a-1-1-1) 発生荷重
端部桁に作用する単位面積あたりの荷重

q1＝iv＝0.82×10-3 N/mm2

受圧幅 b1，荷重の負担幅 B 及び支間 L は図 6.9.1-(2)-b-10 に示す寸法であり，それぞれ以下のとおりである。

b1

受圧幅

b1＝226 mm

荷重の負担幅

B＝1350 mm

支

L＝1450 mm

間

b2

B

L

図 6.9.1-(2)-b-10 放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の構造図

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の応力評価に当たっては，図6.9.1-(2)-b-11 に示す単純支持梁として評価する。

Bw

L
図 6.9.1-(2)-b-11 応力評価に用いるモデル図

6.9.1-(2)-b-17

35

受圧幅

b1＝226 mm

主桁負担荷重w1＝q1・b1＝0.82×10-3×226＝1.85320 N/mm＝1.85 N/mm

荷重の作用幅

B＝1350 mm

支

L＝1450 mm

間

曲げモーメント

M1＝w1・B/8・(2L-B)＝1.85×1350/8×((2×1450)－1350)＝4.83890×105 N/mm

せん断力

S1＝w1・B/2＝1.85×1.350/2＝1.24875×103 N(a-1-1-2) 断面性能
蓋の材質

SM490

I1：端部桁の断面二次モーメント（mm4）＝5.56045×107
端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-12 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝150 mm
h ＝300 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝80 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝276 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝80 mm

図 6.9.1-(2)-b-12 端部桁の断面寸法図

端部桁の断面二次モーメントI1＝(80×3003－2763×(80－9))/12＝5.56045×107 mm4
Z1：端部桁の断面係数（mm3）＝3.70696×105

Z1＝I1/e1＝5.56045×107/150＝3.70696×105 mm3＝3.707×105 mm3
AS1：端部桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝1.944×103 mm2

6.9.1-(2)-b-1836図 6.9.1-(2)-b-13 に示す寸法図から
R＝30 mmb2＝276mm

端部ウェブ幅Rb2

図 6.9.1-(2)-b-13 蓋端部の寸法図

端部ウェブ幅は
b2－2・R＝276－2×30＝216 mm
以上より
AS1＝216×9＝1.944×103 mm2

6.9.1-(2)-b-19

37

(a-1-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M1＝4.83890×105 N/mm

せん断力

S1＝1.24875×103 N

曲げ応力

σb1＝M1/Z1＝4.83890×105/(3.707×105)＝1.30534 N/mm2＝2 N/mm2

せん断応力

τ1＝S1/AS1＝1.24875×103/(1.944×103)＝0.642361 N/mm2＝1 N/mm2
σm1＝√（σb12＋3・τ12）＝√（22＋3×12）

組合せ応力＝2.64575＝3 N/mm2(a-1-2) 蓋（中間桁）(a-1-2-1) 発生荷重
中間桁に作用する単位面積あたりの荷重

q2＝iv＝0.82×10-3 N/mm2

受圧幅b2＝612.5 mm

中間桁負担荷重w2＝q2・b2＝0.82×10-3×612.5＝5.02250 N/mm
＝5.02 N/mm

水密幅

B＝1350 mm

支

L＝1450 mm

間

曲げモーメント

M2＝w2・B/8・(2L-B)＝5.02×1350/8×(2×1450-1350)＝1.31304×106 N･mm

せん断力

S2＝w2・B/2＝5.02×1350/2＝3.38850×103 N(a-1-1-2) 断面性能
蓋の材質

SM490

I2：蓋の断面二次モーメント(mm4)＝9.57173×107

中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-14 に示すとおりである。

6.9.1-(2)-b-20

38e1 ＝e2 ＝150 mm
h ＝300 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝150 mm
t2 ＝12 mm
b2 ＝276 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝150 mm

図 6.9.1-(2)-b-14 中間桁の断面寸法図
中間桁の断面二次モーメントI2＝(150×3003－2763×(150－12))/12＝9.57173×107 mm4
Z2：中間桁の断面係数（mm3）＝6.38100×105

Z2＝I2/e1＝9.57173×107/150＝6.381×105 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝2.592×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝30 mmb2＝276mm
端部ウェブ幅は
b2－2・R＝276－2×30＝216 mm
以上より
AS2＝216×12＝2.592×103 mm2
中間桁の断面係数

Z2＝6.381×105 mm3

中間桁の端部ウェブ断面積

AS2＝2.592×103 mm2(a-1-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝1.31304×106 N･mm

せん断力

S2＝3.38850×103 N

曲げ応力σb2＝M2/Z2＝1.31304×106/(6.381×105)＝2.05773＝3 N/mm2

せん断応力

τ2＝S2/AS2＝3.38850×103/(2.592×103)
6.9.1-(2)-b-2139

＝1.30729 N/mm2＝2 N/mm2
σm2＝√（σb22＋3・τ22）＝√（32＋3×22）

組合せ応力＝4.58257＝5 N/mm2(a-1-3) 蓋（スキンプレート）(a-1-4-1) 発生荷重
スキンプレートに作用する単位面積当たりの荷重 q3＝iv＝0.82×10-3 N/mm2
スキンプレート長辺b3＝613 mm

スキンプレート短辺

a1＝340 mm

スキンプレートの板厚

t3＝22 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝48.72
ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・設備計画マニュアル編）（ダム・堰施設技術協会 平成 28 年 3 月）に基づき，辺長比 b/a を求め，係数ｋの値が最も高いものとする。
辺長比 b/a＝b3/a1＝613/340＝1.803

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝48.72(a-1-4-2) 発生応力
σb3＝1/100・k・a2・q3・0.8/t32

曲げ応力＝1/100×48.72×3402×0.82×10-3×0.8/222＝0.763349＝1 N/mm2(a-1-4) 蓋（補助桁）(a-1-3-1) 発生荷重
補助桁に作用する単位面積あたりの荷重

q4＝iv＝0.82×10-3 N/mm2

主桁間隔

b1＝613 mm

補助桁間隔

a1＝340 mm

曲げモーメント

M4＝q4・a1/24・(3b32-a12)＝0.82×10-3×340/24×(3×6132-3402)＝1.17526×105 N･mm

せん断力

S4＝q4・a1/2・（b3-a1/2）＝0.82×10-3×340/2×（613-340/2）＝6.17542×102 N

6.9.1-(2)-b-22

40

(a-1-3-2) 断面性能
蓋の材質

SM490

I4：補助桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.03498×107
補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-15 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝87.5 mm
h ＝175 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝60 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝157 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝60 mm
図 6.9.1-(2)-b-15 中間桁の断面寸法図
補助桁の断面二次モーメントI4＝(60×1753－1573×(60－9))/12＝1.03498×107 mm4
Z4：補助桁の断面係数（mm3）＝1.182×105

Z4＝I4/e1＝1.03498×107/87.5＝1.18283×105 mm3＝1.182×105 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝873 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝30 mmb2＝157mm
端部ウェブ幅は
b2－2・R＝157－2×30＝97 mm
以上より
AS2＝97×9＝873 mm2(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M4＝1.17526×105 N･mm

せん断力

S4＝6.17542×102 N

曲げ応力

σb4＝M4/Z4＝1.17526×105/(1.182×105)＝0.994297＝1 N/mm2

せん断応力

τ4＝S2/AS2＝6.17542×102/873＝0.707379 N/mm2＝1 N/mm2
6.9.1-(2)-b-2341

σm4＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（12＋3×12）＝2 N/mm2(a-2) 固定ボルト
蓋に作用する地震荷重は，蓋を介して固定ボルトに伝達するものとする。
(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
IH＝2.24455×104 N
固定ボルトの本数ｎ＝36 本固定ボルト 1 本当たりに加わる
S51＝IH /n＝2.24455×104/36

せん断荷重＝6.23486×102 N(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SCM435固定ボルトの呼び径M30

固定ボルトの断面積

Ab5＝π/4・φ2＝π/4×302＝706.858 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトのせん応力

τ51＝S51/ Ab5＝6.23486×102/706.858＝0.882052 N/mm2＝1 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
IH＝2.24455×104 N
固定ボルトの本数ｎ＝36 本固定ボルト 1 本当たりに加わる
S52＝IH /n＝2.24455×104/36

せん断荷重＝6.23486×102 N(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SCM435固定ボルトの呼び径

M30

6.9.1-(2)-b-24

42

固定ボルトの断面積

Ab5＝π/4・φ2＝π/4×302＝706.858 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトのせん応力

τ52＝S52/ Ab2＝6.23486×102/706.858＝0.882052 N/mm2＝1 N/mm2

6.9.1-(2)-b-25

43

ハ. 基準津波＋Sd 地震時
基準津波＋Sd 地震時荷重の算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3-別添
3-2-4-2 放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「イ. 基準津波時」にて示したとおりとする。ただし，水平方向の余震による地震力を計算するに当たっては蓋の自重を考慮する。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「イ. 基準津波時」にて示したとおりとする。ただし，水平方向の余震による地震力を計算するに当たっては積雪荷重を考慮する。
(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は「イ. 基準津波時」にて示したとおりとする。
(a-4) Sd 地震荷重
余震による地震荷重に考慮する固定荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
応力評価に用いる弾性設計用地震動 Sd による設計震度を表 6.9.1-(2)-b-3 に示す。
鉛直震度が 1G を超えないため，鉛直上向きの地震力は考慮しない。また，鉛直下向きに固定荷重及び積雪荷重が作用するが，基準津波荷重を緩和する方向に作用することから，考慮しない。
固有値解析結果より，放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の固有周期が0.05 s 以下であることを確認したため，放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の強度計算に用いる設計震度は，添付書類「Ⅴ-2-1-7 設計用床応答曲線の作成方針」に示す防潮堤（鉄筋コンクリート防潮壁（放水路エリア））における設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮して設定する。

6.9.1-(2)-b-26

44

表 6.9.1-(2)-b-3 応力評価に用いる弾性設計用地震動 Sd による設計震度
据付場所
地震動

余震による設計震度＊1

及び床面高さ（m）
防潮堤（鉄筋コンクリ

弾性設計用地震動

ート防潮壁（放水路エ

Ｓｄ－Ｄ１

リア））
EL. 3.500＊2

水平方向ＫＨＳｄ0.44

鉛直方向ＫＶＳｄ0.32

注記 ＊1：放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の固有周期が 0.05s 以下であることを確認したため，設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮した設計震度を設定した。
＊2：基準床レベルを示す。
余震による水平方向地震荷重 IHSd 及び単位長さ当たりの水平方向地震荷重 iHは以下の式により算出する。
IHSd＝W・KHSd
W＝2.84121×104 N
IHSd＝2.84121×104×0.44＝1.25013×104 N
iHSd＝IHSd/Lo＝1.25013×104/4900＝2.551 N/mm

6.9.1-(2)-b-27

45

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する津波荷重（鉛直上向き）は，蓋を介して固定ボルトに伝達し，固定ボルトを介してコンクリート躯体に伝達するものとする。
(a-1) 蓋蓋は，蓋端間で等分布荷重を受ける両端単純支持ばりとして検討を行う。
(a-1-1) 蓋（端部桁）(a-1-1-1) 発生荷重
端部桁に作用する単位面積あたりの荷重

q1＝Pt＝0.54 N/mm2

受圧幅 b1，荷重の作用幅 B 及び支間 L は図 6.9.1-(2)-b-16 に示す寸法であり，それぞれ以下のとおりである。
受圧幅b1＝226 mm

荷重の作用幅

B＝1150 mm

支

L＝1450 mm

間

6.9.1-(2)-b-28

46

b1

B

b2

L

図 6.9.1-(2)-b-16 放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の構造図

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の応力評価に当たっては，図6.9.1-(2)-b-17 に示す単純支持梁として評価する。
Bw

L
図 6.9.1-(2)-b-17 応力評価に用いるモデル図

端部桁負担荷重w1＝q1・b1＝0.54×226＝122.04 N/mm

曲げモーメント

M1＝w1・B/8・(2L-B)＝122.04×1150/8×(2×1450-1150)＝3.07006×107 N･mm

せん断力

S1＝w・B/2＝122.04×1150/2＝7.01730×104 N(a-1-1-2) 断面性能
端部桁の材質SM490

I1：端部桁の断面二次モーメント（mm4）＝5.56045×107

6.9.1-(2)-b-2947端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-18 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝150 mm
h ＝300 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝80 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝276 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝80 mm

図 6.9.1-(2)-b-18 端部桁の断面寸法図
端部桁の断面二次モーメントI1＝(80×3003－2763×(80－9))/12＝5.56045×107 mm4
Z1：端部桁の断面係数（mm3）＝3.707×105

Z1＝I1/e1＝5.56045×107/150＝3.707×105 mm3
AS1：端部桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝1.944×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-19 に示す寸法図から
R＝30 mmb2＝276mm

端部ウェブ幅Rb2

図 6.9.1-(2)-b-19 蓋端部の寸法図
端部ウェブ幅は
b2－2・R＝276－2×30＝216 mm
以上より
AS1＝216×9＝1.944×103 mm2(a-1-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M1＝3.07006×107 N･mm

せん断力

S1＝7.01730×104 N

曲げ応力

σb1＝M1/Z1
6.9.1-(2)-b-30

48

＝3.07006×107/(3.70696×105)＝82.8188 N/mm2＝83 N/mm2
せん断応力

τ1＝S1/AS1＝7.01730×104/1.944×103＝36.0972 N/mm2＝37 N/mm2
σm1＝√（σb12＋3・τ12）＝√（832＋3×372）

組合せ応力＝104.861＝105 N/mm2(a-1-2) 蓋（中間桁）(a-1-2-1) 発生荷重
中間桁に作用する単位面積あたりの荷重

q2＝Pt＝0.54 N/mm2

受圧幅b2＝613 mm

中間桁負担荷重w2＝q2・b2＝0.54×613＝331.02 N/mm

水密幅

B＝1150mm

支L＝1450mm

間

曲げモーメント

M2＝w2・B/8・(2L-B)＝331.02×1150/8×(2×1450-1150)＝8.32722×107 N･mm

せん断力

S2＝w2・B/2＝331.02×1150/2＝1.90336×105 N(a-1-2-2) 断面性能
端部桁の材質SM490
4

I2:中間桁の断面二次モーメント（mm ）＝9.57173×107 mm4

中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-20 に示すとおりである。

6.9.1-(2)-b-31

49

e1 ＝e2 ＝150 mm
h ＝300 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝150 mm
t2 ＝12 mm
b2 ＝276 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝150 mm

図 6.9.1-(2)-b-20 中間桁の断面寸法図
中間桁の断面二次モーメントI2＝(150×3003－2763×(150－12))/12＝9.57173×107 mm4
Z2：中間桁の断面係数（mm3）＝6.381×105

Z2＝I2/e1＝9.57173×107/150＝6.381×105 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝2.592×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝30 mmb2＝276mm

6.9.1-(2)-b-32

50

端部ウェブ幅は
b2－2・R＝276－2×30＝216 mm
以上より
AS2＝216×12＝2.592×103 mm2
中間桁の断面係数

Z2＝6.381×105 mm3

中間桁の端部ウェブ断面積

AS2＝2.592×103 mm2(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝8.32722×107 N･mm

せん断力

S2＝1.90336×105 N

曲げ応力σb2＝M2/Z2＝8.32722×107/(6.381×105)＝130.500 N/mm2＝131 N/mm2

せん断応力

τ2＝S2/AS2＝1.90336×105/(2.592×103)＝73.4320 N/mm2＝74 N/mm2
σm2＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（1312＋3×742）＝183.273＝184 N/mm2(a-1-3) 蓋（スキンプレート）(a-1-4-1) 発生荷重
スキンプレートに作用する単位面積当たりの荷重 q3＝Pt＝0.54 N/mm2
スキンプレート長辺b3＝613 mm

スキンプレート短辺

a1＝340 mm

スキンプレートの板厚

t3＝22 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝48.72
ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・設備計画マニュアル編）（ダム・堰施設技術協会 平成 28 年 3 月）に基づき，辺長比 b/a を求め，係数ｋの値が最も高いものとする。
辺長比 b/a＝b3/a1＝613/340＝1.803

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝48.72(a-1-4-2) 発生応力
曲げ応力

σb3＝1/100・k・a2・q3・0.8/t32
6.9.1-(2)-b-33

51

＝1/100×48.72×3402×0.54×0.8/222＝50.2694＝51 N/mm2(a-1-4) 蓋（補助桁）(a-1-3-1) 発生荷重
補助桁に作用する単位面積あたりの荷重

q4＝Pt＝0.54 N/mm2

主桁間隔

b1＝613 mm

補助桁間隔

a1＝340 mm

曲げモーメント

M4＝q4・a1/24・(3b32-a12)＝0.54×340/24×(3×6132-3402)＝7.73955×106 N･mm

せん断力

S4＝q4・a1/2・（b3-a1/2）＝0.54×340/2×（613-340/2）＝4.06674×104 N(a-1-3-2) 断面性能
蓋の材質

SM490

I4：補助桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.03498×107
補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-21 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝87.5 mm
h ＝175 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝60 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝157 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝60 mm
図 6.9.1-(2)-b-21 補助桁の断面寸法図
補助桁の断面二次モーメントI4＝(60×1753－1573×(60－9))/12＝1.03498×107 mm4
Z4：補助桁の断面係数（mm3）＝1.20767×105

Z4＝I4/e1＝1.03498×107/87.5＝1.18283×105 mm3＝1.182×105 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝873 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝30 mm
6.9.1-(2)-b-3452

b2＝157mm
端部ウェブ幅は
b2－2・R＝157－2×30＝97 mm
以上より
AS2＝97×9＝873 mm2(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝7.73955×106 N･mm

せん断力

S2＝4.06674×104 N

曲げ応力

σb4＝M4/Z4＝7.73955×106/(1.182×105)＝65.4784＝66 N/mm2

せん断応力

τ4＝S2/AS2＝4.06674×104/873＝46.5835 N/mm2＝47 N/mm2
σm4＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（662＋3×472）＝104.799 N/mm2＝105 N/mm2(a-2) 固定ボルト
蓋に作用する基準津波荷重は，蓋を介して固定ボルトに伝達するものとする。
(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
T51＝S1/2＝70173/2＝3.50865×104 N

引張力
固定ボルト 1 本当たりに加わるせん断荷重

S51＝iHSd・b1/n＝2.551×226/2＝288.263 N(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SCM435固定ボルトの呼び径M30

固定ボルトの断面積

Ab1＝π/4・φ2＝π/4×302＝706.858 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力

σt51＝T51/Aｂ＝3.50865×104/706.858

6.9.1-(2)-b-3553

＝49.6372 N/mm2＝50 N/mm2
固定ボルトのせん断応力

τ51＝S51/Aｂ＝288.263/706.858＝0.543815 N/mm2＝1 N/mm2
σm4＝√（σt512＋3・τ512）

組合せ応力＝√（502＋3×12）＝50.0299 N/mm2＝51 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
T52＝S2/2＝1.90336×105/2＝9.51680×104 N

引張力

固定ボルト 1 本当たりに加わるせん断荷重

S52＝iHSd・b2/n＝2.551×613/2＝781.881 N(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SCM435固定ボルトの呼び径M30

固定ボルトの谷径断面積

Ab2＝π/4・φ2＝π/4×302＝706.858 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力σt52＝T2/Ab2＝9.51680×104/706.858＝134.635 N/mm2＝135 N/mm2

固定ボルトのせん断応力

τ52＝S52/Aｂ＝781.881/706.858＝1.47488 N/mm2＝2 N/mm2
σm4＝√（σt512＋3・τ512）

組合せ応力＝√（1352＋3×22）＝135.044 N/mm2＝136 N/mm2

6.9.1-(2)-b-36

54

ニ. 敷地に遡上する津波時敷地に遡上する津波時荷重の算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3-別添 3-2-4-2 放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「イ. 基準津波時」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「イ. 基準津波時」にて示したとおりとする。
(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は「港湾の施設の技術上の基準・同解説」における流れに伴う流体力の算出式より，以下のとおり算出する。
Pt＝h1・W0＋(CD・ρ・U2)/2
ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（N/mm2）＝535.9093

W0：海水の単位体積重量（kN/m ）＝10.100

h1：スキンプレート面作用水深（m）＝39.0

CD：抗力係数＝2.01

ρ：海水密度（kg/m3）＝1030

U：津波による水位上昇速度（m/s）

＝13.0

以上より，
Pt ＝(39.0×10.100×103＋(2.01×1030×13.02)/2)/106＝0.568840

N/m2＝0.57 N/mm2(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する津波荷重（鉛直上向き）は，蓋を介して固定ボルトに伝達し，固定ボルトを介してコンクリート躯体に伝達するものとする。
(a-1) 蓋蓋は，蓋端間で等分布荷重を受ける両端単純支持ばりとして検討を行う。
(a-1-1) 蓋（端部桁）(a-1-1-1) 発生荷重
端部桁に作用する単位面積あたりの荷重

q1＝Pt＝0.57 N/mm2

受圧幅 b1，荷重の作用幅 B 及び支間 L は図 6.9.1-(2)-b-22 に示す寸法であり，それぞれ以下のとおりである。
受圧幅b1＝226 mm

荷重の作用幅

B＝1150 mm

6.9.1-(2)-b-37

55

支

b1

間

L＝1450 mm

B

b2

L

図 6.9.1-(2)-b-22 放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の構造図

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の応力評価に当たっては，図6.9.1-(2)-b-23 に示す単純支持梁として評価する。
Bw

L
図 6.9.1-(2)-b-23 応力評価に用いるモデル図

端部桁負担荷重w1＝q1・b1＝0.57×226＝128.82 N/mm

曲げモーメント

M1＝w1・B/8・(2L-B)＝128.82×1150/8×(2×1450-1150)＝3.24062×107 N･mm

せん断力

S1＝w・B/2＝128.82×1150/2＝7.40715×104 N(a-1-1-2) 断面性能
端部桁の材質SM490

I1：端部桁の断面二次モーメント（mm4）＝5.56045×107

6.9.1-(2)-b-3856

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-24 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝150 mm
h ＝300 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝80 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝276 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝80 mm

図 6.9.1-(2)-b-24 端部桁の断面寸法図
端部桁の断面二次モーメントI1＝(80×3003－2763×(80－9))/12＝5.56045×107 mm4
Z1：端部桁の断面係数（mm3）＝3.707×105

Z1＝I1/e1＝5.56045×107/150＝3.707×105 mm3
AS1：端部桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝1.944×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-25 に示す寸法図から
R＝30 mmb2＝276mm

R

端部ウェブ幅b2

図 6.9.1-(2)-b-25 蓋端部の寸法図
端部ウェブ幅は
b2－2・R＝276－2×30＝216 mm
以上より
AS1＝216×9＝1.944×103 mm2(a-1-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M1＝3.24062×107 N･mm

せん断力

S1＝7.40715×104 N

曲げ応力

σb1＝M1/Z1
6.9.1-(2)-b-3957

＝3.24062×107/(3.707×105)＝87.4198 N/mm2＝88 N/mm2
せん断応力

τ1＝S1/AS1＝7.40715×104/1.944×103＝38.1026 N/mm2＝39 N/mm2
σm1＝√（σb12＋3・τ12）＝√（882＋3×392）

組合せ応力＝110.936＝111 N/mm2(a-1-2) 蓋（中間桁）(a-1-2-1) 発生荷重
中間桁に作用する単位面積あたりの荷重

q2＝Pt＝0.57 N/mm2

受圧幅b2＝613 mm

中間桁負担荷重w2＝q2・b2＝0.57×613＝349.41 N/mm

水密幅

B＝1150mm

支L＝1450mm

間

曲げモーメント

M2＝w2・B/8・(2L-B)＝349.41×1150/8×(2×1450-1150)＝8.78984×107 N･mm

せん断力

S2＝w2・B/2＝349.41×1150/2＝2.00910×105 N(a-1-2-2) 断面性能
端部桁の材質SM490
4

I2:中間桁の断面二次モーメント（mm ）＝9.57173×107 mm4

中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-26 に示すとおりである。

6.9.1-(2)-b-40

58e1 ＝e2 ＝150 mm
h ＝300 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝150 mm
t2 ＝12 mm
b2 ＝276 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝150 mm

図 6.9.1-(2)-b-26 中間桁の断面寸法図
中間桁の断面二次モーメントI2＝(150×3003－2763×(150－12))/12＝9.57173×107 mm4
Z2：中間桁の断面係数（mm3）＝6.381×105

Z2＝I2/e1＝9.57173×107/150＝6.381×105 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝2.592×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝30 mmb2＝276mm

6.9.1-(2)-b-41

59

端部ウェブ幅は
b2－2・R＝276－2×30＝216 mm
以上より
AS2＝216×12＝2.592×103 mm2
中間桁の断面係数

Z2＝6.381×105 mm3

中間桁の端部ウェブ断面積

AS2＝2.592×103 mm2(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝8.78984×107 N･mm

せん断力

S2＝2.00910×105 N

曲げ応力σb2＝M2/Z2＝8.78984×107/(6.381×105)＝137.750 N/mm2＝138 N/mm2

せん断応力

τ2＝S2/AS2＝2.00910×105/(2.592×103)＝77.5115 N/mm2＝78 N/mm2
σm2＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（1382＋3×782）＝193.121＝194 N/mm2(a-1-3) 蓋（スキンプレート）(a-1-4-1) 発生荷重
スキンプレートに作用する単位面積当たりの荷重 q3＝Pt＝0.57 N/mm2
スキンプレート長辺b3＝613 mm

スキンプレート短辺

a1＝340 mm

スキンプレートの板厚

t3＝22 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝48.72
ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・設備計画マニュアル編）（ダム・堰施設技術協会 平成 28 年 3 月）に基づき，辺長比 b/a を求め，係数ｋの値が最も高いものとする。
辺長比 b/a＝b3/a1＝613/340＝1.803

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝48.72(a-1-4-2) 発生応力
曲げ応力

σb3＝1/100・k・a2・q3・0.8/t32
6.9.1-(2)-b-42

60

＝1/100×48.72×3402×0.57×0.8/222＝53.0621＝54 N/mm2(a-1-4) 蓋（補助桁）(a-1-3-1) 発生荷重
補助桁に作用する単位面積あたりの荷重

q4＝Pt＝0.57 N/mm2

主桁間隔

b1＝613 mm

補助桁間隔

a1＝340 mm

曲げモーメント

M4＝q4・a1/24・(3b32-a12)＝0.57×340/24×(3×6132-3402)＝8.16953×106 N･mm

せん断力

S4＝q4・a1/2・（b3-a1/2）＝0.57×340/2×（613-340/2）＝4.29267×104 N(a-1-3-2) 断面性能
蓋の材質

SM490

I4：補助桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.03498×107
補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-27 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝87.5 mm
h ＝175 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝60 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝157 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝60 mm
図 6.9.1-(2)-b-27 中間桁の断面寸法図
補助桁の断面二次モーメントI4＝(60×1753－1573×(60－9))/12＝1.03498×107 mm4
Z4：補助桁の断面係数（mm3）＝1.20767×105

Z4＝I4/e1＝1.03498×107/87.5＝1.18283×105 mm3＝1.182×105 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝873 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝30 mm
6.9.1-(2)-b-4361

b2＝157mm
端部ウェブ幅は
b2－2・R＝157－2×30＝97 mm
以上より
AS2＝97×9＝873 mm2(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝8.16953×106 N･mm

せん断力

S2＝4.29267×104 N

曲げ応力

σb4＝M4/Z4＝8.16953×106/(1.182×105)＝69.1161＝70 N/mm2

せん断応力

τ4＝S2/AS2＝4.29267×104/873＝49.1714 N/mm2＝50 N/mm2
σm4＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（702＋3×502）＝111.355 N/mm2＝112 N/mm2(a-2) 固定ボルト
蓋に作用する基準津波荷重は，蓋を介して固定ボルトに伝達するものとする。
(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
T51＝S1/2＝74071.5/2＝3.70357×104 N

引張力(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SCM435固定ボルトの呼び径M30

固定ボルトの断面積

Ab1＝π/4・φ2＝π/4×302＝706.858 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力

σt51＝T51/Aｂ＝3.70357×104/706.858＝52.3948 N/mm2＝53 N/mm2

6.9.1-(2)-b-44

62

(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
T52＝S2/2＝200910/2＝1.00455×105 N

引張力(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SCM435固定ボルトの呼び径M30

固定ボルトの谷径断面積

Ab2＝π/4・φ2＝π/4×302＝706.858 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力σt52＝T2/Ab2＝1.00455×105/706.858＝142.114 N/mm2＝143 N/mm2

6.9.1-(2)-b-45

63

ホ. 敷地に遡上する津波＋Sd 地震時
敷地に遡上する津波＋Sd 地震時荷重の算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3-別添 3-2-4-2 放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「ハ. 基準津波＋Sd 地震時」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「ハ. 基準津波＋Sd 地震時」にて示したとおりとする。
(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は「ニ. 敷地に遡上する津波時」にて示したとおりとする。
(a-4) Sd 地震荷重
余震による地震荷重は「ハ.

基準津波＋Sd 地震時」にて示したとおりとする。

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する津波荷重（鉛直上向き）は，蓋を介して固定ボルトに伝達し，固定ボルトを介してコンクリート躯体に伝達するものとする。
(a-1) 蓋蓋は，蓋端間で等分布荷重を受ける両端単純支持ばりとして検討を行う。
(a-1-1) 蓋（端部桁）(a-1-1-1) 発生荷重
端部桁に作用する単位面積あたりの荷重

q1＝Pt＝0.57 N/mm2

受圧幅 b1，荷重の作用幅 B 及び支間 L は図 6.9.1-(2)-b-28 に示す寸法であり，それぞれ以下のとおりである。

b1

受圧幅

b1＝226 mm

荷重の作用幅

B＝1150 mm

支

L＝1450 mm

間

B

b2

L

図 6.9.1-(2)-b-28 放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の構造図
6.9.1-(2)-b-46

64

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の応力評価に当たっては，図6.9.1-(2)-b-29 に示す単純支持梁として評価する。
Bw

L
図 6.9.1-(2)-b-29 応力評価に用いるモデル図

端部桁負担荷重w1＝q1・b1＝0.57×226＝128.82 N/mm

曲げモーメント

M1＝w1・B/8・(2L-B)＝128.82×1150/8×(2×1450-1150)＝3.24062×107 N･mm

せん断力

S1＝w・B/2＝128.82×1150/2＝7.40715×104 N(a-1-1-2) 断面性能
端部桁の材質SM490
4

I1：端部桁の断面二次モーメント（mm ）＝5.56045×107

6.9.1-(2)-b-4765端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-30 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝150 mm
h ＝300 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝80 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝276 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝80 mm

図 6.9.1-(2)-b-30 端部桁の断面寸法図
端部桁の断面二次モーメントI1＝(80×3003－2763×(80－9))/12＝5.56045×107 mm4
Z1：端部桁の断面係数（mm3）＝3.707×105

Z1＝I1/e1＝5.56045×107/150＝3.707×105 mm3
AS1：端部桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝1.944×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-31 に示す寸法図から
R＝30 mmb2＝276mm

R

端部ウェブ幅b2

図 6.9.1-(2)-b-31 蓋端部の寸法図
端部ウェブ幅は
b2－2・R＝276－2×30＝216 mm
以上より
AS1＝216×9＝1.944×103 mm2(a-1-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M1＝3.24062×107 N･mm

せん断力

S1＝7.40715×104 N

曲げ応力

σb1＝M1/Z1
6.9.1-(2)-b-48

66

＝3.24062×107/(3.707×105)＝87.4198 N/mm2＝88 N/mm2
せん断応力

τ1＝S1/AS1＝7.40715×104/1.944×103＝38.1026 N/mm2＝39 N/mm2
σm1＝√（σb12＋3・τ12）＝√（882＋3×392）

組合せ応力＝110.936＝111 N/mm2(a-1-2) 蓋（中間桁）(a-1-2-1) 発生荷重
中間桁に作用する単位面積あたりの荷重

q2＝Pt＝0.57 N/mm2

受圧幅b2＝613 mm

中間桁負担荷重w2＝q2・b2＝0.57×613＝349.41 N/mm

水密幅

B＝1150mm

支L＝1450mm

間

曲げモーメント

M2＝w2・B/8・(2L-B)＝349.41×1150/8×(2×1450-1150)＝8.78984×107 N･mm

せん断力

S2＝w2・B/2＝349.41×1150/2＝2.00910×105 N(a-1-2-2) 断面性能
端部桁の材質SM490
4

I2:中間桁の断面二次モーメント（mm ）＝9.57173×107 mm4

中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-32 に示すとおりである。

6.9.1-(2)-b-49

67

e1 ＝e2 ＝150 mm
h ＝300 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝150 mm
t2 ＝12 mm
b2 ＝276 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝150 mm

図 6.9.1-(2)-b-32 中間桁の断面寸法図
中間桁の断面二次モーメントI2＝(150×3003－2763×(150－12))/12＝9.57173×107 mm4
Z2：中間桁の断面係数（mm3）＝6.381×105

Z2＝I2/e1＝9.57173×107/150＝6.381×105 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝2.592×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝30 mmb2＝276mm

6.9.1-(2)-b-50

68

端部ウェブ幅は
b2－2・R＝276－2×30＝216 mm
以上より
AS2＝216×12＝2.592×103 mm2
中間桁の断面係数

Z2＝6.381×105 mm3

中間桁の端部ウェブ断面積

AS2＝2.592×103 mm2(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝8.78984×107 N･mm

せん断力

S2＝2.00910×105 N

曲げ応力σb2＝M2/Z2＝8.78984×107/(6.381×105)＝137.750 N/mm2＝138 N/mm2

せん断応力

τ2＝S2/AS2＝2.00910×105/(2.592×103)＝77.5115 N/mm2＝78 N/mm2
σm2＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（1382＋3×782）＝193.121＝194 N/mm2(a-1-3) 蓋（スキンプレート）(a-1-4-1) 発生荷重
スキンプレートに作用する単位面積当たりの荷重 q3＝Pt＝0.57 N/mm2
スキンプレート長辺b3＝613 mm

スキンプレート短辺

a1＝340 mm

スキンプレートの板厚

t3＝22 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝48.72
ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・設備計画マニュアル編）（ダム・堰施設技術協会 平成 28 年 3 月）に基づき，辺長比 b/a を求め，係数ｋの値が最も高いものとする。
辺長比 b/a＝b3/a1＝613/340＝1.803

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝48.72(a-1-4-2) 発生応力
曲げ応力

σb3＝1/100・k・a2・q3・0.8/t32
6.9.1-(2)-b-51

69

＝1/100×48.72×3402×0.57×0.8/222＝53.0621＝54 N/mm2(a-1-4) 蓋（補助桁）(a-1-3-1) 発生荷重
補助桁に作用する単位面積あたりの荷重

q4＝Pt＝0.57 N/mm2

主桁間隔

b1＝613 mm

補助桁間隔

a1＝340 mm

曲げモーメント

M4＝q4・a1/24・(3b32-a12)＝0.57×340/24×(3×6132-3402)＝8.16953×106 N･mm

せん断力

S4＝q4・a1/2・（b3-a1/2）＝0.57×340/2×（613-340/2）＝4.29267×104 N(a-1-3-2) 断面性能
蓋の材質

SM490

I4：補助桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.03498×107
補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-b-33 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝87.5 mm
h ＝175 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝60 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝157 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝60 mm
図 6.9.1-(2)-b-33 中間桁の断面寸法図
補助桁の断面二次モーメントI4＝(60×1753－1573×(60－9))/12＝1.03498×107 mm4
Z4：補助桁の断面係数（mm3）＝1.20767×105

Z4＝I4/e1＝1.03498×107/87.5＝1.18283×105 mm3＝1.182×105 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝873 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝30 mm
6.9.1-(2)-b-52

70b2＝157mm
端部ウェブ幅は
b2－2・R＝157－2×30＝97 mm
以上より
AS2＝97×9＝873 mm2(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝8.16953×106 N･mm

せん断力

S2＝4.29267×104 N

曲げ応力

σb4＝M4/Z4＝8.16953×106/(1.182×105)＝69.1161＝70 N/mm2

せん断応力

τ4＝S2/AS2＝4.29267×104/873＝49.1714 N/mm2＝50 N/mm2
σm4＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（702＋3×502）＝111.355 N/mm2＝112 N/mm2(a-2) 固定ボルト
蓋に作用する基準津波荷重は，蓋を介して固定ボルトに伝達するものとする。
(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
T51＝S1/2＝74071.5/2＝3.70357×104 N

引張力
固定ボルト 1 本当たりに加わるせん断荷重

S51＝iHSd・b1/n＝2.551×226/2＝288.263 N(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SCM435固定ボルトの呼び径M30

固定ボルトの断面積

Ab1＝π/4・φ2＝π/4×302＝706.858 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力

σt51＝T51/Aｂ＝3.70357×104/706.858

6.9.1-(2)-b-5371

＝52.3948 N/mm2＝53 N/mm2
固定ボルトのせん断応力

τ51＝S51/Aｂ＝288.263/706.858＝0.543815 N/mm2＝1 N/mm2
σm4＝√（σt512＋3・τ512）

組合せ応力＝√（532＋3×12）＝53.0282 N/mm2＝54 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
T52＝S2/2＝200910/2＝1.00455×105 N

引張力

固定ボルト 1 本当たりに加わるせん断荷重

S52＝iHSd・b2/n＝2.551×613/2＝781.881 N(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SCM435固定ボルトの呼び径M30

固定ボルトの谷径断面積

Ab2＝π/4・φ2＝π/4×302＝706.858 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力σt52＝T2/Ab2＝1.00455×105/706.858＝142.114 N/mm2＝143 N/mm2

固定ボルトのせん断応力

τ52＝S52/Aｂ＝781.881/706.858＝1.47488 N/mm2＝2 N/mm2
σm4＝√（σt512＋3・τ512）

組合せ応力＝√（1432＋3×22）＝143.041 N/mm2＝144 N/mm2

6.9.1-(2)-b-54

72

(d) 許容応力
許容応力は，ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・マニュアル編）（（社）ダム・
堰施設技術協会）にもとづき設定する。
SM490 の軸方向引張応力度及び曲げ引張応力度σa1 並びにせん断応力度τa1 をそれぞれ以下のとおりとする。
σa1＝160 N/mm2
τa1＝90 N/mm2
SCM435 の軸方向引張応力度及び曲げ引張応力度σa2 並びにせん断応力度τa2 をそれぞれ以下のとおりとする。
σa2＝392 N/mm2
τa2＝226 N/mm2
イ. 端部桁，中間桁，補助桁及びスキンプレートの許容応力(イ) 基準津波時許容限界（曲げ） 1.5・σa＝1.5×160＝240 N/mm2
許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×90＝135 N/mm2
許容限界（組合せ）1.1・（1.5・σa）＝1.1×1.5×160＝264 N/mm2(ロ) Ss 地震時(a-1) 主桁及び補助桁
主桁，縦補助桁に用いる構造用鋼材の許容曲げ応力度は，「ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・設備計画マニュアル編）（ダム・堰施設技術協会 平
成 28 年 3 月）」に基づき，許容曲げ応力度横倒れ座屈に対する配慮として許容応力の低減を考慮し，以下の計算式により算出する。

L 8
≦
b K

： 160 1.5 240

8 L＜ ≦30 ：
K b
K

3

AW
2 Ac

ここに，L

σca

（N/mm2）160 1.6 K

ただし，

AW
≦2
Ac

L
8
b

1.5 （N/mm2）

の場合

K 2

：圧縮フランジの固定間隔（mm）b：圧縮フランジ幅（mm）

Aw：腹板の総断面積（mm2）Ac：圧縮フランジの総断面積（mm2）(a-1-1) 端部桁
Aw：腹板面積(㎜ 2)＝2484
6.9.1-(2)-b-55

73

t2・b2＝9×276＝2484 ㎜ 2
Ac：圧縮フランジの総面積(㎜ 2)＝960
t3・b3＝12×80＝960 ㎜ 2
圧縮フランジ固定間隔 L＝1350 ㎜，圧縮フランジ幅 b＝80 ㎜であるため，
L/b＝16.88
K=

3+

Ｗ

・ Ｃ

より，

K＝√(3＋(2484)/(2×960))＝2.08低減を考慮した許容曲げ応力は以下のとおりとする。
(160－1.6×(2.08×16.88-8))×1.5＝175 N/mm2(a-1-2) 中間桁
Aw：腹板面積(㎜ 2)＝3312
t2・b2＝12×276＝3312 ㎜ 2
Ac：圧縮フランジの総面積(㎜ 2)＝1800
t3・b3＝12×150＝1800 ㎜ 2
圧縮フランジ固定間隔 L＝1350 ㎜，
圧縮フランジ幅 b＝150 ㎜であるため，
L/b＝9.0
K=

3+

Ｗ

・ Ｃ

より，

K＝√(3＋(3312)/(2×1800))＝1.98低減を考慮した許容曲げ応力は以下のとおりとする。
(160－1.6×(1.98×9.0-8))×1.5＝216 N/mm2(a-1-3) 補助桁
Aw：腹板面積(㎜ 2)＝1413
t2・b2＝9×157＝1413 ㎜ 2
Ac：圧縮フランジの総面積(㎜ 2)＝540
t3・b3＝9×60＝540 ㎜ 2
圧縮フランジ固定間隔 L＝613 ㎜，圧縮フランジ幅 b＝60 ㎜であるため，
L/b＝10.22
K=

3+

Ｗ

・ Ｃ

より，

6.9.1-(2)-b-56

74

K＝√(3＋(1413)/(2×540))＝2.08低減を考慮した許容曲げ応力は以下のとおりとする。
(160－1.6×(2.08×10.22-8))×1.5＝208 N/mm2(a-2) スキンプレート
許容限界（曲げ） 1.5・σa＝1.5×160＝240 N/mm2
許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×90＝135 N/mm2
許容限界（組合せ）1.1・（1.5・σa）＝1.1×1.5×160＝264 N/mm2(ハ) 基準津波＋Sd 地震時
許容限界（曲げ） 1.5・σa＝1.5×160＝240 N/mm2
許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×90＝135 N/mm2
許容限界（組合せ）1.1・（1.5・σa）＝1.1×1.5×160＝264 N/mm2（ニ）敷地に遡上する津波時，敷地に遡上する津波＋Sd 地震時
許容限界（曲げ） 1.9・σa＝1.9×160＝304 N/mm2
許容限界（せん断）1.9・τa＝1.9×90＝171 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9・σa＝1.9×160＝304 N/mm2

6.9.1-(2)-b-57

75

ロ. ボルトの許容応力(イ) 基準津波時許容限界（引張） 1.5・σa＝1.5×392＝588 N/mm2(ロ) Ss 地震時
許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×226＝339 N/mm2(ハ) 基準津波＋Sd 地震時
許容限界（引張） 1.5・σa＝1.5×392＝588 N/mm2
許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×226＝339 N/mm2
許容限界（組合せ）1.1・（1.5・σa）＝1.1×1.5×392＝646 N/mm2（ニ）敷地に遡上する津波時，敷地に遡上する津波＋Sd 地震時
許容限界（曲げ） 1.9・σa＝1.9×392＝744 N/mm2
許容限界（せん断）1.9・τa＝1.9×226＝429 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9・σa＝1.9×392＝744 N/mm2

6.9.1-(2)-b-58

76

(e) 応力評価結果
イ. 基準津波時
基準津波時の評価結果を表 6.9.1-(2)-b-4 に示す。
表 6.9.1-(2)-b-4 基準津波時の応力評価結果（蓋，固定ボルト）
評価部位

端部桁
主桁
中間桁

蓋

スキンプレート

補助桁

評価応力

発生応力
2

許容応力
2

判定

（N/mm ）

（N/mm ）

発生応力≦許容応力

曲げ

83

240

OK

せん断

37

135

OK

組合せ＊1

105

264

OK

曲げ

131

240

OK

せん断

74

135

OK

組合せ＊1

184

264

OK

曲げ

51

240

OK

曲げ

66

240

OK

47

135

OK

105

264

OK

せん断
組合せ

＊1

端部桁

引張

50

588

OK

中間桁

引張

135

588

OK

固定ボルト

注記 ＊1：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-b-59

77

ロ.

Ss 地震時Ss 地震時の評価結果を表 6.9.1-(2)-b-5 に示す。
表 6.9.1-(2)-b-5 Ss 地震時の応力評価結果（蓋，固定ボルト）
発生応力

許容応力

判定

（N/mm2）（N/mm2）発生応力≦許容応力

2

175

OK

1

135

OK

3

264

OK

3

216

OK

2

135

OK

5

264

OK

曲げ

1

240

OK

曲げ

1

208

OK

せん断

1

135

OK

組合せ＊1

2

264

OK

端部桁

せん断

1

339

OK

中間桁

せん断

3

339

OK

評価部位

評価応力
曲げ

端部桁

組合せ

主桁

＊1

曲げ
中間桁

蓋

せん断

せん断
組合せ

スキンプレート

補助桁

＊1

固定ボルト

注記 ＊1：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-b-60

78

ハ. 基準津波＋Sd 地震時
基準津波＋Sd 地震時の評価結果を表 6.9.1-(2)-b-6 に示す。
表 6.9.1-(2)-b-6 基準津波＋Sd 地震時の応力評価結果（蓋，固定ボルト）
評価部位

発生応力

許容応力

判定

（N/mm2）（N/mm2）発生応力≦許容応力

83

240

OK

37

135

OK

105

264

OK

131

240

OK

74

135

OK

184

264

OK

曲げ

51

240

OK

曲げ

66

240

OK

せん断

47

135

OK

組合せ＊1

105

264

OK

引張

50

588

OK

せん断

1

339

OK

組合せ＊2

51

646

OK

引張

135

588

OK

せん断

2

339

OK

組合せ＊2

136

646

OK

評価応力
曲げ

端部桁

組合せ

主桁

＊1

曲げ
中間桁

蓋

せん断

せん断
組合せ

スキンプレート

補助桁

端部桁

＊1

固定ボルト

中間桁

注記 ＊1：曲げとせん断の組合せ応力＊2：引張とせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-b-61

79

ニ. 敷地に遡上する津波時敷地に遡上する津波時の評価結果を表 6.9.1-(2)-b-7 に示す。
表 6.9.1-(2)-b-7 敷地に遡上する津波時の応力評価結果（蓋，固定ボルト）
発生応力

許容応力

判定

（N/mm2）（N/mm2）発生応力≦許容応力

88

304

OK

39

171

OK

111

304

OK

138

304

OK

78

171

OK

194

304

OK

曲げ

54

304

OK

曲げ

70

304

OK

せん断

50

171

OK

組合せ＊1

112

304

OK

端部桁

引張

53

744

OK

中間桁

引張

143

744

OK

評価部位

評価応力
曲げ

端部桁

組合せ

主桁

＊1

曲げ
中間桁

蓋

せん断

せん断
組合せ

スキンプレート

補助桁

＊1

固定ボルト

注記 ＊1：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-b-62

80

ホ. 敷地に遡上する津波＋Sd 地震時
敷地に遡上する津波＋Sd 地震時の評価結果を表 6.9.1-(2)-b-8 に示す。
表 6.9.1-(2)-b-8 敷地に遡上する津波＋Sd 地震時の応力評価結果（蓋，固定ボルト）
評価部位

発生応力

許容応力

判定

（N/mm2）（N/mm2）発生応力≦許容応力

88

304

OK

39

171

OK

111

304

OK

138

304

OK

78

171

OK

194

304

OK

曲げ

54

304

OK

曲げ

70

304

OK

せん断

50

171

OK

組合せ＊1

112

304

OK

引張

53

744

OK

せん断

1

429

OK

組合せ＊2

54

744

OK

引張

143

744

OK

せん断

2

429

OK

組合せ＊2

144

744

OK

評価応力
曲げ

端部桁

組合せ

主桁

＊1

曲げ
中間桁

蓋

せん断

せん断
組合せ

スキンプレート

補助桁

端部桁

＊1

固定ボルト

中間桁

注記 ＊1：曲げとせん断の組合せ応力＊2：引張とせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-b-63

81

f.

緊急用海水ポンプ点検用開口部浸水防止蓋の設計に関する補足説明(a) 固有周期
イ. 固有周期の計算
緊急用海水ポンプ点検用開口部浸水防止蓋は，主桁を単純支持梁としてモデル化
し，評価を行う。
「構造力学公式集(1988 年)，土木学会」より，両端支持梁の固有周期は次のとおり与えられる。
Ｔ=

ｆ=

１
ｆ

π２
２πＬ

Ｅ Ｉ
２

ｍ

ここで，
T

：固有周期（s）f：一次固有振動数（Hz）

L：主桁の長さ（mm）

＝2740
2

E

＝1.93×105：縦弾性係数（N/mm ）JSME S

NC1-2005/2007 付録材料図表 Part6 表 1 を用いて計算する。温度 40 ℃におけるオーステナイト系ステンレス鋼の縦弾性係数は，
温度 20 ℃の縦弾性係数 195000 MPa と，温度 50 ℃の縦弾性係数 193000
MPa より，比例法を用いて計算する。
195000＋(193000－195000)×(40－20)/(50－20)＝193667 MPa
I：断面二次モーメント（mm4）＝2.901×109m：主桁の単位長さ当りの重量（kg/m）＝1952.55

主桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-f-1 に示すとおりである。

ｂ1

部材-1

ｅ

ｔ2

e1 ＝e2 ＝165 mm

ｔ1

h ＝330 mm
ｈ

ｂ2

ｅ1

t1 ＝16 mm
b1 ＝100 mm
t2 ＝12 mm

ｅ2

部材-2
部材-3

ｂ3

ｔ3

b2 ＝298 mm
t3 ＝16 mm
b3 ＝100 mm

図 6.9.1-(2)-f-1 主桁の断面寸法図

6.9.1-(2)-f-1

82

以上より，
f＝π2/(2π・27402)･√(1.93×105×2.901×109×103/1952.55×10-3)＝112 Hz
T＝1/f＝0.009 s

ロ. 固有周期の計算結果
固有周期は，0.05 s 以下であることから，剛構造である。

6.9.1-(2)-f-2

83

(b)評価条件の整理
イ. 固定荷重
固定荷重の算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-2-10-2-5-5 緊急用海水ポ
ンプ点検用開口部浸水防止蓋の耐震性についての計算書」にて示す記号を使用する。
固定荷重は以下のとおりとする。
固定荷重 D蓋：52.5kN（5350kg）

蓋の幅 ： 2.74
蓋の長さ ：6.72
蓋の面積：18.413（m2）
よって，固定荷重 D は，2.851 kN/m2 を考慮する。
ロ. 積雪荷重
積雪荷重は以下のとおりとする。
積雪荷重Ｐｓについては，添付書類「Ⅴ-1-1-2 発電用原子炉施設の自然現象等による損傷の防止に関する説明書」に示すとおり，茨城県建築基準法等施行細則に定められた東海村（前号に掲げる区域以外の区域）の垂直積雪量 30 cm に平均的な積雪荷重を与えるための係数 0.35 を考慮した値を設定する。
また，建築基準法施行令第 86 条第 2 項により，積雪量 1 cm ごとに 20 N/m2 の積雪荷重が作用することを考慮し，積雪面積を乗じて積雪荷重を算定する。
ＰＳ＝ｍＳ・ｇｍＳ ＝０．３５・ｗｓ ・ｄｓ ・Ａｓｇ

Ａｓ ＝Ｂ ・Ｌ
ここで，
PS：積雪荷重（N）
ms：積雪質量（kg）
WS：1 cm 当たりの積雪荷重（N/m2・cm）
dS：積雪高さ（cm）（30cm）
AS：積雪面積（m2）
AS＝B1・L1＝2.740・6.720＝18.413 m2
よって，積雪荷重 PS は，3866.73 N（210 N/m2）を考慮する。

6.9.1-(2)-f-3

84

ハ. 風荷重
添付書類「Ⅴ-2-1-9 機能維持の基本方針」及び添付書類「Ⅴ-3-別添 3-1 津波への配慮が必要な施設の強度計算の方針」にて設定した荷重の組合せに戻付，考慮しない。

6.9.1-(2)-f-4

85

(c)応力計算
イ.

Ss 地震時(イ)

荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-3) SS 地震荷重
応力評価に用いる基準地震動 Ss による Ss 地震荷重の最大震度を表 6.9.1-1に示す。
震度は水平方向及び鉛直方向の最大床応答加速度を採用する。
鉛直地震荷重は，固定荷重及び積雪荷重と同じ方向の鉛直下向きのみを考慮する。
水平地震荷重は，固定質量及び積雪質量による水平地震慣性力を考慮する。
表 6.9.1-1 応力評価に用いる基準地震動 Ss による Ss 地震荷重の最大震度
据付場所
地震動

及び床面高さ

地震による設計震度＊1

（m）
緊急用海水
基準地震動

ポンプピットＳＳ

8.0(EL. 8.0＊2)

水平方向ＫＨ1.93

鉛直方向ＫＶ0.65

注記 ＊1：固有周期の計算結果より，緊急用海水ポンプ点検用開口部浸水防止蓋の固有周期が 0.05 s 以下であることを確認したため，設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮した設計震度を設定した。
＊2：基準床レベルを示す。
地震荷重Ｓｓは，以下のとおりとする。
なお，鉛直震度は，自重と同じ鉛直下向きに考慮する。
ＩＨ＝Ｗ・ＫＨ
ＩＶ＝Ｗ・（1＋ＫＶ）
Ｗ＝（ｍ ＋ｍＳ）・ｇ

6.9.1-(2)-f-5

86

ここで，
ＩＨ

：水平方向地震荷重

NＩＶ：鉛直方向地震荷重

N

ＫＨ：基準地震動Ｓｓによる水平方向の設計震度－

Ｋｖ：基準地震動Ｓｓによる鉛直方向の設計震度

－

Ｗ

：自重

ＩＨ＝Ｗ・ＫＨ＝（ｍ ＋ｍＳ）・ｇ・ＫＨ＝（52.5＋3.9）・1.93＝101.73 kN（5.525 kN/m2）
ＩＶ＝Ｗ・（1＋ＫＶ）＝（ｍ ＋ｍＳ）
・ｇ・（1＋ＫＶ）＝（52.5＋3.9）・1.65＝93.06 kN（5.05 kN/m2）
Ａ ＝B・L＝2.740・6.720＝18.413 m2（ロ） 各部の応力計算
蓋に作用する地震荷重（鉛直上向き）は，蓋を介して固定ボルトに伝達し，固定ボルトを介してコンクリート躯体に伝達するものとする。
(a-1) 蓋蓋は，蓋端間で等分布荷重を受ける両端単純支持ばりとして検討を行う。
(a-1-1) 蓋（スキンプレート）
平均荷重

q3＝ＩＶ
＝0.00505 N/mm2

スキンプレート長辺b3＝685 mm

スキンプレート短辺

a1＝480 mm

スキンプレートの板厚t3＝12 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝48.98
ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・設備計画マニュアル編）（ダム・堰施設技術協会 平成 28 年 3 月）に基づき，辺長比 b/a を求め，係数ｋの値が最も高いものとする。
辺長比 b/a＝b3/a1＝685/480＝1.427

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝43.98(a-1-1-2) 発生応力
曲げ応力

σb3＝1/100・k・a2・q3・0.8/t32＝1/100×48.98×4802×0.00505×0.8/122＝2.84＝2.9 N/mm2

6.9.1-(2)-f-6

87

(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
地震時作用荷重q＝ＩＶ＝5.05 kN/m2

受圧幅

b＝0.24

負担荷重

w＝q・b

m

＝5.05×0.24＝1.212 kN/m
支間

L＝2.73m

水密幅

B＝2.70m

図 6.9.1-(2)-f-2 緊急用海水ポンプ点検用開口部浸水防止蓋の構造図
放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の応力評価にあたっては，図6.9.1-(2)-f-3 に示す単純支持梁として評価する。
Bw

L
図 6.9.1-(2)-f-3 応力評価に用いるモデル図

6.9.1-(2)-f-7

88

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ Ｂ）
８＝1.212×2.70×(2×2.73－2.70)/8＝1.129 kN･m
Ｓ=

せん断力

ｗ・Ｂ
２

＝1.212×2.70/2＝1.636 kN(a-2-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-f-4 に示すとおりである。

e1 ＝e2 ＝165 mm
h ＝330 mm
t1 ＝16 mm
b1 ＝100 mm
t2 ＝12 mm
b2 ＝298 mm
t3 ＝16 mm
b3 ＝100 mm
図 6.9.1-(2)-f-4 端部桁の断面寸法図
I ：端部桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.05×107 mm4
Z１：端部桁の断面係数(mm3)＝6.38727×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝3.576×103 mm2(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝1.129

kN･m

せん断力

S＝1.636kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝1.129×106/(6.38727×106)＝1.77 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝1.636×103/（3.576×103）＝0.458 N/mm2 組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（1.772+3×0.4582）
6.9.1-(2)-f-8

89

＝1.940 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
地震時作用荷重q＝ＩＶ＝5.05 kN/m2

受圧幅

b＝0.480 m

負担荷重

w＝q・b
＝5.05×0.480＝2.424 kN/m

支間

L＝2.73m

水密幅

B＝2.70m

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ Ｂ）
８＝5.05×2.70×(2×2.73－2.70)/8＝2.258 kN･m
Ｓ=

せん断力

ｗ・Ｂ
２

＝5.05×2.70/2＝3.272 kN(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-f-5 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝165 mm
h ＝330 mm
t1 ＝16 mm
b1 ＝100 mm
t2 ＝12 mm
b2 ＝298 mm
t3 ＝16 mm
b3 ＝100 mm
図 6.9.1-(2)-f-5 中間桁の断面寸法図
I2 ：中間桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.05×107 mm4
Z2 ：中間桁の断面係数(mm3)＝6.38727×105 mm3

AS2：中間桁のウェブ断面積(mm2)＝3.096×103 mm2

6.9.1-(2)-f-990中間桁の断面係数

Z2＝6.38727×105 mm3

中間桁の端部ウェブ断面積

AS2＝3.096×105 ㎜ 2(a-2-2-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

M＝2.258

kN･m

せん断力

S＝3.272kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝2.258×106/（6.38727×105）＝3.536 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗｕ＝3.272×103/（3.096×103）＝1.057N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（3.5362+3×1.0572）＝3.982 N/mm2(a-2-3) 蓋（補助桁）(a-2-3-1) 発生荷重
地震時作用荷重q＝ＩＶ＝5.05kN/m2

負担荷重

w＝q
＝5.05kN/m

補助桁間隔

a＝0.685 m

主桁間隔

b＝0.480 m

曲げモーメント

M＝w・b３/12＝5.05×0.4803/12＝0.047 kN･m

せん断力

S＝w・ｂ2/4＝5.05×0.480２/4＝0.291 kN

6.9.1-(2)-f-10

91

(a-2-3-2) 断面性能
補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-f-6 に示す通りである。
e1 ＝e2 ＝165 mm
h ＝330 mm
t1 ＝8 mmb1 ＝50 mm
t2 ＝8 mmb2 ＝322 mm

図 6.9.1-(2)-f-6 補助桁の断面寸法図
I4＝3.171×107 mm4

補助桁の断面二次モーメントZ4 ：補助桁の断面係数(mm3)＝2.16008×105 mm3

補助桁の断面係数

Z＝ 173補助桁の端部ウェブ断面積

AS＝21.28 cm2

cm3(a-2-3-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

M＝0.047

kN･m

せん断力

S＝0.291kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝0.047×105/173×103＝0.272 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS＝0.291×103/（21.28×10）＝0.137N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（0.2722+3×0.1372）＝0.361 N/mm2(a-3) 固定ボルト
蓋に作用する地震荷重は，蓋を介して固定ボルトに伝達するものとする。
(a-3-1) 蓋(a-3-1-1) 発生荷重
せん断力

S＝ＩＨ＝101.293 kN
6.9.1-(2)-f-11

92

1 本あたり3.376 kN(a-3-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS304固定ボルトの呼び径

M30（谷径φ＝26.211

固定ボルトの呼び径断面積

Aｂ＝π/4・φmm）

2＝539 mm2(a-3-1-3) 発生応力
固定ボルトのせん断応力

τ＝S/Aｂ
＝3.376×103/539＝6.264N/mm2

6.9.1-(2)-f-12

93

ロ. 基準津波時(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-3) 基準津波荷重
基準津波荷重は以下のとおりとする。
Ph＝h・W0
ここで，
Ph：基準津波荷重（kN/m2）
h：スキンプレート面作用水深（m）
W0：海水の密度（kN/m3）＝0.2＝10.100

以上より，
Ph＝0.2×10.100＝2.020 kN/m2

6.9.1-(2)-f-13

94

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する津波荷重（鉛直下向き）は，蓋を介してコンクリート躯体に伝達するものとする。
(a-1) 蓋蓋は，蓋端間で等分布荷重を受ける両端単純支持ばりとして検討を行う。
(a-1-1) 蓋（スキンプレート）(a-1-1-1) 発生荷重
基準津波時作用荷重

q＝D+PS+Ph＝2.851+0.210+2.020＝5.081 kN/m2

平均荷重

q3＝q
＝0.005081 N/mm2

スキンプレート長辺b3＝685 mm

スキンプレート短辺

a1＝480 mm

スキンプレートの板厚t3＝12 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝48.98
ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・設備計画マニュアル編）（ダム・堰施設技術協会 平成 28 年 3 月）に基づき，辺長比 b/a を求め，係数ｋの値が最も高いものとする。
辺長比 b/a＝b3/a1＝685/480＝1.427

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝43.98(a-1-1-2) 発生応力
曲げ応力

σb3＝1/100・k・a2・q3・0.8/t32＝1/100×48.98×4802×0.005081×0.8/122＝2.9 N/mm2(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
基準津波時作用荷重

q＝D+PS+Ph＝2.851+0.210+2.020＝5.081 kN/m2

受圧幅

b＝0.240 m

負担荷重

w＝q・b
＝5.081×0.240＝1.219 kN/m

水密幅

B＝2.700 m

支

L＝2.730 m

間

6.9.1-(2)-f-14

95

曲げモーメント

M＝w・B/8・(2L-B)＝1.219×2.700/8×(2×2.730-2.700)＝1.135 kN･m

せん断力

S＝w・B/2＝1.219×2.700/2＝3.293 kN(a-2-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304

端部桁の断面二次モーメント

I＝1.05×107 mm4Z１ ：端部桁の断面係数(mm3)＝6.38727×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積＝3.576×103 mm2(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝1.135

kN･m

せん断力

S＝1.646kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝1.135×103/（6.38727×105）＝1.777 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS＝1.646×103/（3.576×103）＝0.460 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（1.7772+3・0.4602）＝1.948 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
基準津波時作用荷重

q＝D+PS+Ph＝5.081+0.210+2.020＝5.081 kN/m2

受圧幅

b＝0.480 m

負担荷重

w＝q・b
＝5.081×0.480＝2.439 kN/m

水密幅

B＝2.700 m

支

L＝2.730 m

間

6.9.1-(2)-f-15

96

曲げモーメント

M＝w・B/8・(2L-B)＝2.439×2.700/8×(2×2.730-2.700)＝2.272 kN･m

せん断力

S＝w・B/2＝2.439×2.700/2＝3.293 kN(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

中間桁の断面二次モーメント I2＝1.05×107 mm4
Z2 ：中間桁の断面係数(mm3) ＝6.38727×105 mm3
AS2：中間桁のウェブ断面積＝3.096×103 mm2(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝2.272 kN･m

せん断力

S＝3.293 kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝2.272×106/（6.38727×105）＝3.558 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS＝3.293×103/3.096×103＝1.064 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（3.5582+3・1.0642）＝4.007 N/mm2(a-2-3) 蓋（補助桁）(a-2-3-1) 発生荷重
基準津波時作用荷重

q＝D+PS+Ph＝2.851+0.210+2.020＝5.081 kN/m2

負担荷重

w＝q
＝5.081 kN/m

補助桁間隔

a＝0.685 m

主桁間隔

b＝0.480 m

曲げモーメント

M＝w・b３/12＝5.081×0.4802/12

6.9.1-(2)-f-16

97

＝0.047 kN･m
S＝w・b2/4

せん断力＝5.081×0.480/4＝0.293 kN(a-2-3-2) 断面性能
補助桁のの材質

SUS304

補助桁の断面二次モーメントI4＝3.171×107 mm4

補助桁の断面係数(mm3)Z4＝2.16008×105 mm3

補助桁の断面係数

Z＝ 173補助桁の端部ウェブ断面積

AS＝21.28 cm2

cm3(a-2-3-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

M＝0.047

kN･m

せん断力

S＝0.293kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝0.047×106/173×103＝0.272 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS＝0.293×103/21.28×102＝0.138N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（0.2722+3・0.1382）＝0.362 N/mm2(a-3) 固定ボルト
蓋に作用する基準津波荷重は，鉛直下向きに作用することから評価は行わない。

6.9.1-(2)-f-17

98

ハ.

基準津波+余震時(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-3) 基準津波荷重
基準津波荷重は「基準津波時」と同じ値とする。
（a-4）Sd 地震荷重
応力評価に用いる弾性設計用地震動 Sd による Sd 地震荷重の最大震度を表
6.9.1-2 に示す。震度は水平方向及び鉛直方向の最大床応答加速度を採用する。
鉛直地震荷重は，固定荷重及び積雪荷重と同じ方向の鉛直下向きのみを考慮する。
水平地震荷重は，固定質量及び積雪質量による水平地震慣性力を考慮する。
表 6.9.1-2 応力評価に用いる弾性設計用地震動 Sd による Sd 地震荷重の最大震度
据付場所
地震動

及び床面高さ

地震による設計震度＊

（m）
緊急用海水
弾性設計用地震動

ポンプピットＳｄ－Ｄ１

8.0

水平方向ＫＨＳｄ0.78

鉛直方向ＫＶＳｄ

0.28(EL. 8.0＊2)
注記 ＊1：固有周期の計算結果より，緊急用海水ポンプ点検用開口部浸水防止蓋の固有周期が 0.05 s 以下であることを確認したため，設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮した設計震度を設定した。
＊2：基準床レベルを示す。
余震荷重Ｓｄは，以下のとおりとする。
なお，鉛直震度は，自重と同じ鉛直下向きに考慮する。
＝Ｗ・ＫＨＳｄｖＨ

ＩＶ＝Ｗ・（1＋ＫＶＳｄ）
Ｗ＝（ｍ ＋ｍＳ）・ｇ

6.9.1-(2)-f-18

99

ここで，
ＩＨＳｄ

：余震による水平方向地震荷重

N

ＩＶＳｄ

：余震による鉛直方向地震荷重

N

ＫＨＳｄ

：弾性設計用地震動Ｓｄによる水平方向の設計震度

－

ＫＶＳｄ

：弾性設計用地震動Ｓｄによる鉛直方向の設計震度

－

Ｗ

：自重

ＩＨＳｄ＝Ｗ・ＫＨＳｄ＝（ｍ ＋ｍＳ）
・ｇ・ＫＨＳｄ＝（52.5＋3.9）・0.78＝44.00 kN（2.390 kN/m2）
ＩＶＳｄ＝Ｗ・（1＋ＫＶＳｄ）＝（ｍ ＋ｍＳ）・ｇ・（1＋ＫＶＳｄ）＝（52.5＋3.9）・1.28＝72.19 kN（3.917 kN/m2）
Ａ ＝B・L＝2.740・6.720＝18.413 m2

6.9.1-(2)-f-19

100

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する津波＋余震荷重（鉛直下向き）は，蓋を介してコンクリート躯体に伝達するものとする。
(a-1) 蓋蓋は，蓋端間で等分布荷重を受ける両端単純支持ばりとして検討を行う。
(a-1-1) 蓋（スキンプレート）(a-1-1-1) 発生荷重
基準津波+余震時作用荷重 q＝IＶｓｄ+Ph＝3.917+2.02＝5.937
平均荷重

kN/m2

q3＝ＩＶ
＝0.005937 N/mm2

スキンプレート長辺b3＝685 mm

スキンプレート短辺

a1＝480 mm

スキンプレートの板厚t3＝12 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝48.98
ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・設備計画マニュアル編）（ダム・堰施設技術協会 平成 28 年 3 月）に基づき，辺長比 b/a を求め，係数ｋの値が最も高いものとする。
辺長比 b/a＝b3/a1＝685/480＝1.427

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝43.98(a-1-1-2) 発生応力
σb3＝1/100・k・a2・q3・0.8/t32

曲げ応力＝1/100×48.98×4802×0.005937×0.8/122＝3.4 N/mm2(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
基準津波+余震時作用荷重 q＝IVSd+Ph＝3.917+2.02＝5.937 kN/m2
受圧幅

b＝0.2400 m

主桁負担荷重

w＝q・b＝5.937×0.2400＝1.425 kN/m

6.9.1-(2)-f-20

101

水密幅

B＝2.700 m

支

L＝2.730 m

間

曲げモーメント

M＝w・B/8・(2L-B)＝1.425×2.700/8×(2×2.730-2.700)＝1.327 kN･m

せん断力

S＝w・B/2＝1.425×2.700/2＝1.924 kN(a-2-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304

端部桁の断面二次モーメント

I＝1.05×107 mm4Z１ ：端部桁の断面係数(mm3)＝6.38727×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積＝3.576×103 mm2(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝1.327 kN･m

せん断力

S＝1.924 kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝1.327×106/（6.38727×105）＝2.078 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS＝1.924×103/（3.576×103）＝0.538 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（2.0782+3・0.5382）＝2.278 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
基準津波+余震時作用荷重 q＝IVSd+Ph＝3.917+2.02＝5.937 kN/m2
受圧幅

b＝0.480 m

負担荷重

w＝q・b
＝5.937×0.480＝2.850 kN/m
6.9.1-(2)-f-21

102

水密幅

B＝2.700 m

支

L＝2.730 m

間

曲げモーメント

M＝w・B/8・(2L-B)＝2.850×2.700/8×(2×2.730-2.700)＝2.655 kN･m

せん断力

S＝w・B/2＝2.850×2.700/2＝3.848 kN(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

中間桁の断面二次モーメント I2＝1.05×107 mm4
Z2 ：中間桁の断面係数(mm3) ＝6.38727×105 mm3
AS2：中間桁のウェブ断面積＝3.576×103 mm2(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝2.655 kN･m

せん断力

S＝3.848 kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝2.655×106/（6.38727×105）＝4.157 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS＝3.848×103/3.096×103＝1.243

N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（4.1572+3・1.2432）＝4.682 N/mm2(a-2-3) 蓋（補助桁）(a-2-3-1) 発生荷重
基準津波+余震時作用荷重 q＝IVSd+Ph＝3.917+2.02＝5.937 kN/m2
負担荷重

w＝q
＝5.937 kN/m

補助桁間隔

a＝0.685 m

主桁間隔

b＝0.480 m
6.9.1-(2)-f-22

103

曲げモーメント

M＝w・b３/12＝5.937×0.4803/8＝0.055 kN･m
S＝w・ｂ2/4

せん断力＝5.937×0.4802/4＝0.342 kN(a-2-3-2) 断面性能
補助桁のの材質

SUS304

補助桁の断面二次モーメントI4＝3.171×107 mm4

補助桁の断面係数(mm3)Z4＝2.16008×105 mm3

補助桁の断面係数

Z＝ 173補助桁の端部ウェブ断面積

AS＝21.28 cm2

cm3(a-2-3-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

M＝0.055

kN･m

せん断力

S＝0.342kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝0.055×106/（173×103）＝0.318 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS＝0.342×103/（21.28×102）＝0.161

N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（0.3182+3・0.1612）＝0.423 N/mm2(a-3) 固定ボルト
蓋に作用する地震荷重は，蓋を介して固定ボルトに伝達するものとする。
(a-3-1) 蓋(a-3-1-1) 発生荷重
せん断力

S＝IHSd＝40.937 kN

1 本あたり1.365 kN

6.9.1-(2)-f-23

104

(a-3-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS304固定ボルトの呼び径

M30（谷径φ＝26.211

固定ボルトの呼び径断面積

Aｂ＝π/4・φmm）

2＝539 mm2(a-3-1-3) 発生応力
固定ボルトのせん断応力

τ＝S/Aｂ
＝1.365×103/539＝2.533N/mm2

6.9.1-(2)-f-24

105

ニ. 敷地に遡上する津波時(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-3) 敷地に遡上する津波荷重
敷地に遡上する津波荷重は以下のとおりとする。
Ph＝h・W0
ここで，
Ph：T.P.+24m 津波荷重（kN/m2）
h：スキンプレート面作用水深（m）
W0：海水の密度（kN/m3）＝1.2＝10.100

以上より，
Ph＝1.2×10.100＝12.120 kN/m2（a-4）Sd 地震荷重
Sd 地震荷重は「基準津波＋余震時」と同じ値とする。

6.9.1-(2)-f-25

106

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する敷地に遡上する津波時作用荷重（鉛直下向き）は，蓋を介してコンクリート躯体に伝達するものとする。
(a-1) 蓋蓋は，蓋端間で等分布荷重を受ける両端単純支持ばりとして検討を行う。
(a-1-1) 蓋（スキンプレート）(a-1-1-1) 発生荷重
敷地に遡上する津波時作用荷重 q＝D+PS+Ph＝2.851+0.21+12.120＝15.181 kN/m2
平均荷重

q3＝q
＝0.015181 N/mm2

スキンプレート長辺b3＝685 mm

スキンプレート短辺

a1＝480 mm

スキンプレートの板厚t3＝12 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝48.98
ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・設備計画マニュアル編）（ダム・堰施設技術協会 平成 28 年 3 月）に基づき，辺長比 b/a を求め，係数ｋの値が最も高いものとする。
辺長比 b/a＝b3/a1＝685/480＝1.427

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝43.98(a-1-1-2) 発生応力
σb3＝1/100・k・a2・q3・0.8/t32

曲げ応力＝1/100×48.98×4802×0.015181×0.8/122＝8.6 N/mm2(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
敷地に遡上する津波時作用荷重 q＝D+PS+Ph＝2.851+0.21+12.120＝15.181 kN/m2
受圧幅

b＝0.2400 m

主桁負担荷重

w＝q・b＝15.181×0.2400＝3.643 kN/m

水密幅

B＝2.700 m
6.9.1-(2)-f-26

107

支

間

L＝2.730 m

曲げモーメント

M＝w・B/8・(2L-B)＝3.643×2.700/8×(2×2.730-2.700)＝3.393 kN･m

せん断力

S＝w・B/2＝3.643×2.700/2＝4.918 kN(a-2-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304

端部桁の断面二次モーメント

I＝1.05×107 mm4Z１ ：端部桁の断面係数(mm3)＝6.38727×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積＝3.576×103 mm2(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝3.393 kN･m

せん断力

S＝4.918 kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝3.393×106/(6.38727×106)＝5.313 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS
＝4.918×10/（3.576×103）＝1.376 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（5.3132+3・1.3762）＝5.823 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
敷地に遡上する津波時作用荷重 q＝D+PS+Ph＝2.851+0.21+12.120＝15.181 kN/m2
受圧幅

b＝0.480 m

負担荷重

w＝q・b
＝15.181×0.480＝7.287 kN/m

水密幅

B＝2.700 m
6.9.1-(2)-f-27

108

支

間

L＝2.730 m

曲げモーメント

M＝w・B/8・(2L-B)＝7.287×2.700/8×(2×2.730-2.700)＝6.788 kN･m

せん断力

S＝w・B/2＝7.287×2.700/2＝9.837 kN(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

中間桁の断面二次モーメント I2＝1.05×107 mm4
Z2 ：中間桁の断面係数(mm3) ＝6.38727×105 mm3
AS2：中間桁のウェブ断面積＝3.096×103 mm2(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝6.788 kN･m

せん断力

S＝9.837 kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝6.788×106/(6.38727×106)＝10.628 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS＝9.837×103/（3.576×103）＝2.751

N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（10.6282+3・2.7512）＝11.648 N/mm2(a-2-3) 蓋（補助桁）(a-2-3-1) 発生荷重
敷地に遡上する津波時作用荷重 q＝D+PS+Ph＝2.851+0.21+12.120＝15.181 kN/m2
負担荷重

w＝q
＝15.181 kN/m

補助桁間隔

a＝0.685 m

主桁間隔

b＝0.480 m
6.9.1-(2)-f-28

109

曲げモーメント

M＝w・b３/12＝15.181×0.4803/12＝0.140 kN･m
S＝w・ｂ2/4

せん断力＝15.181×0.480２/4＝0.874 kN(a-2-3-2) 断面性能
補助桁のの材質

SUS304

補助桁の断面二次モーメントI4＝3.171×107 mm4

補助桁の断面係数(mm3)Z4＝2.16008×105 mm3

補助桁の断面係数

Z＝ 173補助桁の端部ウェブ断面積

AS＝21.28 cm2

cm3(a-2-3-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

M＝0.140

kN･m

せん断力

S＝0.874kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝0.140×105/（173×103）＝0.081 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS＝0.874×103/（21.28×102）＝0.411

N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（0.0812+3・0.4112）＝0.716 N/mm2(a-3) 固定ボルト
蓋に作用する敷地に遡上する津波荷重は，鉛直下向きに作用することから評価は行わない。

6.9.1-(2)-f-29

110

ホ.

T.P.+24m 津波+余震時(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-3)

敷地に遡上する津波荷重
敷地に遡上する津波荷重は「T.P.+24m 津波時」と同じ値とする。

（a-4）Sd 地震荷重
Sd 地震荷重は「基準津波＋余震時」と同じ値とする。

6.9.1-(2)-f-30

111

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する津波＋余震荷重（鉛直下向き）は，蓋を介してコンクリート躯体に伝達するものとする。
(a-1) 蓋蓋は，蓋端間で等分布荷重を受ける両端単純支持ばりとして検討を行う。
(a-1-1) 蓋（スキンプレート）(a-1-1-1) 発生荷重
基準津波+余震時作用荷重 q＝IＶｓｄ+Ph＝3.917＋12.120＝16.037 kN/m2
平均荷重

q3＝ＩＶ
＝0.00505 N/mm2

スキンプレート長辺b3＝685 mm

スキンプレート短辺

a1＝480 mm

スキンプレートの板厚t3＝12 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝48.98
ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・設備計画マニュアル編）（ダム・堰施設技術協会 平成 28 年 3 月）に基づき，辺長比 b/a を求め，係数ｋの値が最も高いものとする。
辺長比 b/a＝b3/a1＝685/480＝1.427

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝43.98(a-1-1-2) 発生応力
σb3＝1/100・k・a2・q3・0.8/t32

曲げ応力＝1/100×48.98×4802×0.016037×0.8/122＝9.0 N/mm2(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
基準津波+余震時作用荷重 q＝IＶｓｄ+Ph＝3.917+12.120＝16.037 kN/m2
受圧幅

b＝0.2400 m

主桁負担荷重

w＝q・b＝16.037×0.2400＝3.849 kN/m

6.9.1-(2)-f-31

112

水密幅

B＝2.700 m

支

L＝2.730 m

間

曲げモーメント

M＝w・B/8・(2L-B)＝3.849×2.700/8×(2×2.730-2.700)＝3.585 kN･m

せん断力

S＝w・B/2＝3.849×2.700/2＝5.196 kN(a-2-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304

端部桁の断面二次モーメント

I＝1.05×107 mm4Z１ ：端部桁の断面係数(mm3)＝6.38727×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積＝3.576×103 mm2(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝3.585 kN･m

せん断力

S＝5.196 kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝3.585×106/（6.38727×105）＝5.613 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS＝5.196×103/（3.576×103）＝1.453 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（5.6132+3・1.4532）＝6.152 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
基準津波+余震時作用荷重 q＝IVSd+Ph g＝3.917+12.120＝16.037 kN/m2
受圧幅

b＝0.480 m

負担荷重

w＝q・b
＝16.037×0.480＝7.698 kN/m
6.9.1-(2)-f-32

113

水密幅

B＝2.700 m

支

L＝2.730 m

間

曲げモーメント

M＝w・B/8・(2L-B)＝7.698×2.700/8×(2×2.730-2.700)＝7.171 kN･m

せん断力

S＝w・B/2＝7.698×2.700/2＝10.392 kN(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

中間桁の断面二次モーメント I2＝1.05×107 mm4
Z2 ：中間桁の断面係数(mm3) ＝6.38727×105 mm3
AS2：中間桁のウェブ断面積＝3.096×103 mm2(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝7.171 kN･m

せん断力

S＝10.392 kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝7.171×106/（6.38727×105）＝11.227 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS＝10.392×103/（3.096×103）＝3.357 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（11.2272+3・3.3572）＝12.644 N/mm2(a-2-3) 蓋（補助桁）(a-2-3-1) 発生荷重
基準津波+余震時作用荷重 q＝IVSd+Ph＝3.917＋12.120＝16.037 kN/m2
負担荷重

w＝q・b
＝7.775×0.685＝5.326 kN/m

補助桁間隔

a＝0.685 m
6.9.1-(2)-f-33

114

主桁間隔

b＝0.480 m

曲げモーメント

M＝w・L2/8＝5.326×0.4802/8＝0.154 kN･m

せん断力

S＝w・L/2＝5.326×0.480/2＝1.279 kN(a-2-3-2) 断面性能
補助桁のの材質

SUS304

補助桁の断面二次モーメントI4＝3.171×107 mm4

補助桁の断面係数(mm3)Z4＝2.16008×105 mm3

補助桁の断面係数

Z＝ 173補助桁の端部ウェブ断面積

AS＝21.28 cm2

cm3(a-2-3-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

M＝0.154

kN･m

せん断力

S＝1.279kN

曲げ応力

σb＝M/Z＝0.154×103/173＝0.891 N/mm2

せん断応力

τ＝S/AS＝1.279×10/22.56＝0.567N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σ＝√（σb2+3・τ2）＝√（0.8912+3・0.5672）＝1.327 N/mm2(a-3) 固定ボルト
蓋に作用する地震荷重は，蓋を介して固定ボルトに伝達するものとする。
(a-3-1) 蓋(a-3-1-1) 発生荷重
せん断力

IHSd＝40.937 kN

1 本あたり1.365 kN
6.9.1-(2)-f-34

115

(a-3-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS304固定ボルトの呼び径

M30（谷径φ＝26.211

固定ボルトの呼び径断面積

Aｂ＝π/4・φ2mm）＝539 mm2(a-3-1-3) 発生応力
固定ボルトのせん断応力

τ＝S/Aｂ
＝1.365×103/539＝2.533N/mm2

6.9.1-(2)-f-35

116

(d)許容応力
許容応力は，ダム・堰施設技術基準（案）（基準解説編・マニュアル編）（（社）ダム・施設技術協会，平成 25 年 6 月）に基づき設定する。
イ.

Ss 地震時，基準津波時，基準津波＋余震時(イ)

蓋

蓋（スキンプレート）の材質

SUS304

許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝60 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.5σａ＝150N/mm2
許容限界（せん断）1.5τａ＝90 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65σａ＝165N/mm2
蓋（端部桁）の材質

SUS304

許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

2

許容せん断応力度τａ＝60 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.5σａ＝150N/mm2
許容限界（せん断）1.5τａ＝90 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65σａ＝165N/mm2
蓋（中間桁）の材質

SUS304

許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝60 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.5σａ＝150N/mm2
許容限界（せん断）1.5τａ＝90 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65σａ＝165N/mm2
蓋（補助桁）の材質

SUS304

許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

2

許容せん断応力度τａ＝60 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.5σａ＝150N/mm2
許容限界（せん断）1.5τａ＝90 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65σａ＝165N/mm2
(ロ)

固定ボルト

固定ボルト（蓋）の材質

SUS304

許容せん断応力度τａ＝60 N/mm

2

許容限界（せん断）1.5τａ＝90 N/mm2

6.9.1-(2)-f-36

117

ロ.

敷地に遡上する津波時，敷地に遡上する津波＋余震時(イ)

蓋

蓋（スキンプレート）の材質
許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

SUS3042

許容限界（曲げ） 1.9σａ＝190N/mm2
蓋（端部桁）の材質

SUS304

許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

2

許容せん断応力度τａ＝60 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.9σａ＝190N/mm2
許容限界（せん断）1.9τａ＝114 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9σａ＝190N/mm2
蓋（中間桁）の材質

SUS304

許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝60 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.9σａ＝190N/mm2
許容限界（せん断）1.9τａ＝114 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9σａ＝190N/mm2
蓋（補助桁）の材質

SUS304

許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

2

許容せん断応力度τａ＝60 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.9σａ＝190N/mm2
許容限界（せん断）1.9τａ＝114 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9σａ＝190N/mm2
(ロ)

固定ボルト

固定ボルト（蓋）の材質

SUS304

許容せん断応力度τａ＝60 N/mm

2

許容限界（せん断）1.9τａ＝114 N/mm2

6.9.1-(2)-f-37

118

(e) 応力評価結果
イ.

Ss 地震時Ss 地震時の評価結果を表 6.9.1-5 に示す。
表 6.9.1-5 Ss 地震時の応力評価結果（蓋，固定ボルト）
2

端部桁
主桁

蓋

（N/mm2）（N/mm ）

スキンプレート

浸水防止

許容応力

発生応力

評価対象部位

中間桁

曲げ

3

150

曲げ

2

150

せん断

1

90

組合せ＊

2

165

曲げ

4

150

せん断

2

90

＊

4

165

1

150

せん断

1

90

＊

1

165

せん断

7

90

組合せ
曲げ
補助桁

組合せ
固定ボルト
注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-f-38

119

ロ. 基準津波時
基準津波時の評価結果を表 6.9.1-6 に示す。
表 6.9.1-6 基準津波時の応力評価結果（蓋）評価対象部位
スキンプレート
端部桁

浸水防止
蓋

主桁
中間桁

補助桁

発生応力

許容応力

（N/mm2）（N/mm2）

曲げ

3

150

曲げ

2

150

せん断

1

90

組合せ＊

2

165

曲げ

4

150

せん断

2

90

組合せ＊

4

165

曲げ

1

150

せん断

1

90

組合せ＊

1

165

注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-f-39

120

ハ. 基準津波＋余震時
基準津波＋余震時の評価結果を表 6.9.1-7 に示す。
表 6.9.1-7 基準津波＋余震時の応力評価結果（蓋）評価対象部位
スキンプレート
端部桁

浸水防止

主桁

蓋

中間桁

補助桁

固定ボルト

発生応力

許容応力

（N/mm2）（N/mm2）

曲げ

2

150

曲げ

3

150

せん断

1

90

組合せ＊

2

165

曲げ

4

150

せん断

2

90

組合せ＊

5

165

曲げ

1

150

せん断

1

90

組合せ＊

1

165

せん断

3

90

注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-f-40

121

ニ.

T.P.+24m 津波時

敷地に遡上する津波時の評価結果を表 6.9.1-8 に示す。
表 6.9.1-8 敷地に遡上する津波時の応力評価結果（蓋）評価対象部位
スキンプレート
端部桁

浸水防止
蓋

主桁
中間桁

補助桁

発生応力

許容応力

（N/mm2）（N/mm2）

曲げ

9

150

曲げ

56

150

せん断

2

90

組合せ＊

6

165

曲げ

11

150

せん断

4

90

組合せ＊

12

165

曲げ

1

150

せん断

1

90

組合せ＊

2

165

注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-f-41

122

ホ. 敷地に遡上する津波＋余震時
敷地に遡上する津波＋余震時の評価結果を表 6.9.1-9 に示す。
表 6.9.1-9 敷地に遡上する津波＋余震時の応力評価結果（蓋）評価対象部位
スキンプレート
端部桁

浸水防止

主桁

蓋

中間桁

補助桁

固定ボルト

発生応力

許容応力

（N/mm2）（N/mm2）

曲げ

7

150

曲げ

6

150

せん断

2

90

組合せ＊

6

165

曲げ

11

150

せん断

4

90

組合せ＊

13

165

曲げ

1

150

せん断

1

90

組合せ＊

1

165

せん断

3

90

注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-f-42

123

(3) 逆止弁の補足説明a.

海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の設計に関する補足説明(a) 固有値解析
イ. 固有周期の計算
固有値解析に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-2-10-2-6-1 海水ポンプグラ
ンドドレン排出口逆止弁の耐震性についての計算書」にて示す記号を使用する。
固有周期計算モデルは 1 質点系モデルとして，重量の不均一性を考慮し，自由端に弁の集中質量を付加する。
モデル化は，円筒状の弁本体及び円柱状の 4 本のフロートガイドの異なる 2 つの断面をもつ梁の組合せとして設定する。モデル化の概略を図 6.9.1-(3)-a-1 に示す。
モデル化に用いる
弁本体の外径 Dm
モデル化に用いる
弁本体の内径 dm

弁本体の長さ 1Ｉｍ1

弁全体の長さ1＋ 2

ばね定数 kＩｍ2
フロートガイドの長さ 2弁の全質量 m

図 6.9.1-(3)-a-1 モデル化の概略
固有周期Ｔは以下の式より算出する。
Ｔ＝

ｆ＝

1
ｆ
１
2・π

・

ｋ
ｍ

モデルのばね定数ｋは，モデルの等価断面二次モーメントＩｍを用いて，以下の式より算出する。
ｋ＝

3・E・Im（ ＋ ）f ：一次固有振動数（Hz）
m：モデル化に用いる弁の全質量（kg） ＝3.95
モデル化に用いる弁本体の長さ 1，モデル化に用いるフロートガイドの長さ6.9.1-(3)-a-1

124

2

，モデル化に用いる弁本体の外径 Dm 及びモデル化に用いる弁本体の内径 dmは図 6.9.1-(3)-a-1 からそれぞれ以下のとおりとする。
1：モデル化に用いる弁本体の長さ（mm）＝30

2：モデル化に用いるフロートガイドの長さ（mm）＝102

Dm：モデル化に用いる弁本体の外径（mm）＝75
dm：モデル化に用いる弁本体の内径（mm）＝65
Im1 : モデル化に用いる弁本体の断面二次モーメント（mm4）＝6.76915×105
Im1＝(Dm4－dm4)・π/64
Im1＝(754－654)×π/64＝6.76915×105 mm4
フロートガイドの図心 G と X 軸の距離 yg 及びモデル化に用いるフロートガ
イドの直径 Dfm は図 6.9.1-(3)-a-2 からそれぞれ以下のとおりとする。
yg：フロートガイドの図心 G と X 軸の距離（mm）＝30
Dfm：モデル化に用いるフロートガイドの直径（mm）＝7
モデル化に用いる
フロートガイドの直径 Dfm

Ｘ軸：断面二次モーメントをフロートガイドの図心Ｇ計算するときの軸

図 6.9.1-(3)-a-2 フロートガイド 4 本の断面
A : モデル化に用いるフロートガイド 1 本の断面積（mm2）＝38.48
A＝Dfm2・π/4
A＝72×π/4＝38.4845mm2＝38.48mm2
Ia : モデル化に用いるフロートガイド 1 本の断面二次モーメント（mm4）＝1.17858×102
Ia ＝Dfm4・π/64
Ia ＝74×π/64＝1.17858×102 mm4Im2 :モデル化に用いるフロートガイド 4 本の等価断面二次モーメント（mm4）＝6.97354×104
Im2＝2・Ia＋2・(Ia＋(yg)2・A)
Im2＝2×1.17858×102＋2×(1.17858×102＋(30)2×38.48)＝6.97354×104 mm4Im :モデル等価断面二次モーメント（mm4）＝1.34914×105モデルの等価断面二次モーメントは以下の式より算出する。

6.9.1-(3)-a-2

125

Ｉｍ ＝

Ｉ

・

＋Ｉ

＋

・Ｉ

・Ｉ

・

＋3・ ・

＋3・

・

Im＝((30＋102)3×6.76915×105×6.97354×104)/(6.76915×105×1023＋
6.97354×104×(303＋3×30×1022＋3×302×102))＝1.34914×105 mm4E: 縦弾性係数（MPa）＝1.93×105
JSME S

NC1-2005/2007 付録材料図表 Part6 表 1 より，温度 50 ℃におけるオーステナイト系ステンレス鋼の縦弾性係数は 193000 MPa
k：モデルのばね定数（kg/s2）
k＝(3・E・Im)/( 1＋ 2)3
k＝(3×1.93×105×1.34914×105)/(30＋102)3＝3.39636×107 kg/s2
以上より，
f＝1/2π･√(3.39636×107/(3.95))＝466.689 Hz＝466 Hz
T＝1/466＝0.00214 s＝＝0.003 s

ロ. 固有値解析結果
固有周期は 0.003 s であり，0.05s 以下であることから，剛構造である。
(b) 評価条件の整理
イ. 固定荷重
固定荷重の算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-2-10-2-6-1 海水ポンプ
グランドドレン排出口逆止弁の耐震性についての計算書」にて示す記号を使用する。
固定荷重は以下のとおりとする。
Wd1＝m・g
ここで，Wd1：弁全体の常時荷重（N）
m：弁の全質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2）＝9.80665
以上より，
Wd1＝m・g＝3.95×9.80665＝38.7362 N
6.9.1-(3)-a-3

126

Wd2＝mf・g
ここで，
Wd2：フロートガイド１本当たりに作用する常時荷重（N）
Mf：フロートガイド 1 本当たりの質量（kg）＝0.05
g：重力加速度（m/s2）＝9.80665
以上より，
Wd2＝mf・g＝0.05×9.80665＝0.490332 N

ロ. 風荷重及び積雪荷重
添付書類「Ⅴ-2-1-9 機能維持の基本方針」及び添付書類「Ⅴ-3-別添 3-1 津波への配慮が必要な施設の強度計算の方針」にて設定した荷重の組合せに基づき，考慮しない。

6.9.1-(3)-a-4

127

(c) 応力計算
イ. 基準津波時
基準津波時の応力算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3-別添 3-2-5-1
海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 風荷重及び積雪荷重
風荷重及び積雪荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。

(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は「港湾の施設の技術上の基準・同解説」における流れに伴う流体力の算出式より，以下のとおり算出する。
Pt＝（ρｏ・g・ｈ＋1/2・CD・ρｏ・U2）/106
ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）
ρｏ：海水の密度（kg/m3）＝1030

g：重力加速度（m/s2）＝9.80665

h：津波荷重水位（m）＝22.0（基準津波の水位に対し，参照する裕度である＋0.65m を含めても十分に保守的である水位として設定した津波荷重水位）
CD

：抗力係数

＝2.01

U：流速（m/s）

＝2.0

以上より，
Pt

＝（1030×9.80665×22.0＋1/2×2.01×1030×2.02）/106＝0.226359 MPa

6.9.1-(3)-a-5

128

(ロ) 各部の応力計算(a-1) 弁本体の発生応力
σt1＝

Pt・A2
A1

ここで，
σt1：弁本体に加わる圧縮応力（MPa）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.226359
図 6.9.1-(3)-a-3 に示す構造図から，突き上げ津波荷重が弁本体に作用す
る評価に用いる受圧面の直径 D2 及び弁本体の内径 d1 をそれぞれ以下のとおりとする。
D2：突き上げ津波荷重が弁本体に作用する評価に用いる受圧面の直径（mm）＝75
d1：弁本体の内径（mm）＝65
弁本体の外径 D1,
突き上げ津波荷重が弁本体に作用する評価に用いる受圧面の直径 D2
弁本体の断面積 A1，
突き上げ津波荷重が弁本体に作用する評価に用いる受圧面積 A2

弁本体の内径 d1

弁全体の長さＬ１

図 6.9.1-(3)-a-3 海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の弁本体の受圧面の寸法図
A1：弁本体の断面積（mm2）＝1.100×103
A1 ＝（752－652）×π/4＝1.09955×103 mm2＝1.100×103 mm2
A2：突き上げ津波荷重が弁本体に作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.100×103
A2 ＝A1

6.9.1-(3)-a-6

129

圧縮応力 σt1＝（0.226359×1.100×103）/（1.100×103）＝0.226359 MPa＝1 MPa(a-2) フロートガイドの発生応力
σt2＝

Pt・A4
A3

ここで，
σt2：フロートガイドに加わる圧縮応力（MPa）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.226359
図 6.9.1-(3)-a-4 に示す寸法図から，フロートガイドの最小直径 D3，突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の直径 D4をそれぞれ以下のとおりとする。
D3：フロートガイドの最小直径（mm）＝6.6
D4：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の直径（mm）＝7

6.9.1-(3)-a-7

130フロートガイドの最小直径 D3
フロートガイドの最小断面積 A3

フロートガイド

フロートガイドの
長さＬ２

突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の直径 D4

突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面積 A4

図 6.9.1-(3)-a-4 海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁のフロートガイド寸法図

A3：フロートガイドの最小断面積（mm2）＝34.21
A3 ＝6.62×π/4＝34.2119 mm2＝34.21 mm2
A4：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝38.48
A4 ＝（72）×π/4＝38.4845 mm2＝38.48 mm2
圧縮応力 σt2＝（0.226359×38.48）/（34.21）＝0.254612 MPa＝1 MPa

6.9.1-(3)-a-8

131

(a-3) 基礎ボルトの発生応力
σt3＝

Pt・A6
A5・n

ここで，
σt3：基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力（MPa）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.226359
A5：基礎ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
呼び径 16mm のボルトの断面積であるため
A5＝162×π/4＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2
図 6.9.1-(3)-a-5 に示す寸法図から，突き上げ津波荷重が基礎ボルトに作用する評価に用いる受圧面の直径 D6 を以下のとおりとする。
D6：突き上げ津波荷重が基礎ボルトに作用する評価に用いる受圧面の直径（mm）＝80
基礎ボルトのねじ部の断面積 A5

基礎ボルト

突き上げ津波荷重が基礎ボルトに作用する評価に用いる受圧面積 A6
突き上げ津波荷重が基礎ボ
ルトに作用する評価に用いる受圧面の直径 D6

図 6.9.1-(3)-a-5 海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の基礎ボルトの受圧面直径及びねじ部の面積
A6：突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.708×103
A6＝ (802－652)×π/4＝1708.24 mm2＝1.708×103 mm2
n：基礎ボルトの本数（本）＝4

6.9.1-(3)-a-9

132

基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力 σt3＝（0.226359×1.708×103）/（2.011×102×4）＝0.480632 MPa＝1 MPa(a-4) フロートに発生する圧力
波圧によりフロートに発生する圧力 Pw は突き上げ津波荷重 Pt の算出結果をもとに設定する。突き上げ津波荷重 Pt は以下のとおりである。
Pt＝0.226359（MPa）
上記の算出結果を踏まえ，波圧によりフロートに発生する圧力 Pw を 0.3（MPa）とする。

6.9.1-(3)-a-10

133

ロ.

Ss 地震時Ss 地震時の応力算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-2-10-2-6-1 海水ポ
ンプグランドドレン排出口逆止弁の耐震性についての計算書」にて示す記号を使用する。

(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 風荷重及び積雪荷重
風荷重及び積雪荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。

(a-3) Ss 地震荷重
固有値解析の結果より，海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の固有周期が 0.05s 以下であることを確認したため，海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の耐震計算に用いる設計震度は，添付書類「Ｖ-2-1-7 設計用床応答曲線の作成方針」に示す取水構造物における設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮して設定する。応力評価に用いる基準地震動 Ss による設計震度を表 6.9.1(3)-a-1 に示す。
表 6.9.1-(3)-a-1 応力評価に用いる基準地震動 Ss による設計震度
据付場所
地震動

及び床面高さ

地震による設計震度＊1

（m）

基準地震動
ＳＳ

取水構造物

水平方向ＣＨ1.10

鉛直方向ＣＶ

1.03

EL. 0.800(EL. 0.300＊2)

注記 ＊1：海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の固有周期が 0.05s 以下であることを確認したため，設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮した設計震度を設定した。
＊2：基準床レベルを示す。

6.9.1-(3)-a-11

134

(a-3-1) 弁本体(a-3-1-1) 鉛直加速度負荷時
Wd1＝m・g
FV1＝m・CV・g
ここで，
Wd1：弁全体の常時荷重（N）
FV1：弁本体に加わる鉛直方向地震荷重（N）
CV ：基準地震動 Ss による鉛直方向の設計震度＝1.03
m：弁の質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
Wd1＝3.95×9.80665＝38.7362 N
FV1＝3.95×1.03×9.80665＝39.8983 N(a-3-1-2) 水平加速度負荷時
FH1＝m・CH・g
M1＝FH1・L1
ここで，
FH1 ：弁本体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）
M1：弁本体に発生する曲げモーメント（N･mm）

L1：弁全体の長さ（mm） ＝132

CH ：基準地震動 Ss による水平方向の設計震度＝1.10m ：弁の質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH1 ＝3.95×1.10×9.80665＝42.6098 N
M1 ＝42.6098×132＝5624.49 N･mm

6.9.1-(3)-a-12

135

(a-3-2) フロートガイド(a-3-2-1) 鉛直加速度負荷時
Wd2＝mf・g
FV2＝mf・CV・g
ここで，
Wd2：フロートガイドに作用する常時荷重（N）
FV2：フロートガイドに加わる鉛直方向地震荷重（N）
CV ：基準地震動 Ss による鉛直方向の設計震度＝1.03
m2：フロートガイドの質量（kg）＝0.05
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
Wd2＝0.05×9.80665＝0.490332 N
FV2＝0.05×1.03×9.80665＝0.505042 N(a-3-2-2) 水平加速度負荷時
FH2＝mf・CH・g
M2＝FH2・L2
ここで，
FH2 ：フロートガイドの最下端に加わる水平方向地震荷重（N）
M2：フロートガイドに発生する曲げモーメント（N･mm）

L2：フロートガイドの長さ（mm） ＝102

CH ：基準地震動 Ss による水平方向の設計震度＝1.10
mf ：フロートガイドの質量（kg）＝0.05
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH2 ＝0.05×1.10×9.80665＝0.539365 N
M2 ＝0.539365×102＝55.0152 N･mm

6.9.1-(3)-a-13

136

(a-3-3) 基礎ボルト(a-3-3-1) 鉛直加速度負荷時
弁全体の常時荷重 Wd1 及び弁本体に加わる鉛直方向荷重 FV1 が作用する。
(a-3-3-2) 水平加速度負荷時
弁本体の最下端に加わる水平方向地震荷重 FH1 が作用する。

6.9.1-(3)-a-14137

(ロ) 各部の応力計算(a-1) 弁本体の発生応力
σV1＝

Wd1＋FV1
A1

ここで，
σV1：弁蓋に加わる引張応力（MPa）
Wd1：弁全体の常時荷重（N）＝38.7362
FV1：弁本体に加わる鉛直方向地震荷重（N）＝39.8983
A1：弁本体の断面積（mm2）＝1.100×103
弁本体の外径 D1 及び弁本体の内径 d1 をそれぞれ以下のとおりとする。
D1：弁本体の外径（mm）＝75
d1：弁本体の内径（mm）＝65
A1 ＝（752－652）×π/4＝1.09955×103 mm2＝1.100×103 mm2

引張応力 σV1＝（38.7362＋39.8983）/（1.100×103）＝0. 0714859 MPa＝1 MPa

σH1＝

M1・D1/2
I1

ここで，σH1 ：弁本体に加わる曲げ応力（MPa）
M1：弁本体に発生する曲げモーメント（N･mm）＝5624.49

I1：弁本体の断面二次モーメント（mm4）＝6.76915×105
弁本体の外径 D1 及び弁本体の内径 d1 をそれぞれ以下のとおりとする。
D1：弁本体の外径（mm）＝75
d1：弁本体の内径（mm）＝65
I1＝(D14－d14)・

π64

I1＝（754－654）×π/64＝6.76915×105 mm4
曲げ応力 σH1＝（5624.49×(75/2)）/(6.76915×105)＝0.311587 MPa＝1 MPa
組合せ応力 σV1＋σH1＝1＋1＝2 MPa

6.9.1-(3)-a-15

138

(a-2) フロートガイドの発生応力
σV2＝

Wd2＋FV2
A2

ここで，
σV2：フロートガイドの最小断面積に加わる引張応力（MPa）
Wd2：フロートガイド 1 本当たりに作用する常時荷重（N）＝0.490332
FV2：フロートガイドに加わる鉛直方向地震荷重（N）＝0.505042
A2：フロートガイドの最小断面積（mm2）＝34.21
フロートガイドの最小直径 D2 を以下のとおりとする。
D2：フロートガイドの最小直径（mm）＝6.6
A2 ＝6.62×π/4＝34.2119 mm2 ＝34.21 mm2
引張応力 σV2＝（0.490332＋0.505042）/34.21＝0.0290959 MPa＝1 MPa

σH2＝

M2・D2/2
I2

ここで，σH2 ：フロートガイドの最小断面積に加わる曲げ応力（MPa）
M2：フロートガイドに発生する曲げモーメント（N･mm）＝55.0152

D2：フロートガイドの最小直径（mm）＝6.6
A2：フロートガイドの最小断面積（mm2）＝34.21
I2：フロートガイドの断面二次モーメント（mm4）＝93.1420
フロートガイドの断面二次モーメント I2 は以下の式より算出する。
I2＝D24・π/64
I2＝6.64×π/64＝93.1420 mm4

曲げ応力 σH2＝(55.0152×(6.6/2))/(93.1420)＝1.94917 MPa＝2 MPa
組合せ応力 σV2＋σH2＝1＋2＝3 MPa(a-3) 基礎ボルトの発生応力
σbV＝

FV1－Wd1
A3・n

ここで，
σbV：鉛直方向地震荷重により基礎ボルト 1 本当たりに加わる引張応力（MPa）
Wd1：弁全体の常時荷重（N）＝38.7362
6.9.1-(3)-a-16

139

FV1：弁本体に加わる鉛直方向地震荷重（N）＝39.8983
A3：基礎ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
n：基礎ボルトの本数（本）＝4
鉛直方向地震荷重による引張応力σbV＝（39.8983－38.7362）/（2.011×102×4）＝0.00144467 MPa＝1 MPa
τ 3＝

FH1
A3・n

ここで，
τ3：基礎ボルトに加わるせん断応力（MPa）
FH1 ：弁本体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）＝42.6098
A3：基礎ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
呼び径 16mm のボルトの断面積であるため
A3＝162×π/4＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2n：基礎ボルトの本数（本）＝4
せん断応力 τ3＝42.6098/（2.011×102×4）＝0.0529709 MPa＝1 MPa

σbH＝

FH1・L1
DP・A3

ここで，
σbH：水平方向地震荷重によるモーメントにより基礎ボルト 1 本当たりに加わる引張応力（MPa）
FH1：弁本体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）＝42.6098
L1：弁全体の長さ（mm） ＝132
DP：基礎ボルトのピッチサークル＝145
A3：基礎ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
モーメントによる引張応力

σbH＝（42.6098×132）/（145×2.011×102）＝0.192887 MPa＝1 MPa

基礎ボルトの引張応力 σbH＋σbV＝1＋1＝2 MPa

6.9.1-(3)-a-17

140

ハ. 基準津波＋Sd 地震時
基準津波＋Sd 地震時の応力算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3-別添 32-5-1

海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 風荷重及び積雪荷重
風荷重及び積雪荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。

(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は「イ. 基準津波時」にて示したとおりとする。
(a-4) Sd 地震荷重
海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の固有周期が 0.05s 以下であることを確認したため，海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の強度計算に用いる
設計震度は，添付書類「Ｖ-2-1-7 設計用床応答曲線の作成方針」に示す取水構造物における設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮して設定する。海水ポ
ンプグランドドレン排出口逆止弁の強度計算に用いる設計震度を表 6.9.1(3)-a-2 に示す。
表 6.9.1-(3)-a-2 応力評価に用いる弾性設計用地震動 Sd による設計震度
据付場所
地震動

及び床面高さ

余震による設計震度＊1（m）

弾性設計用地震動
Ｓｄ－Ｄ１

取水構造物

水平方向ＣＨＳｄ0.61

鉛直方向ＣＶＳｄ0.43

EL. 0.800(EL. 0.300＊2)

注記 ＊1：海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の固有周期が 0.05s 以下であることを確認したため，設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮した設計震度を設定した。
＊2：基準床レベルを示す。

6.9.1-(3)-a-18

141

(a-4-1) 弁本体(a-4-1-1) 鉛直加速度負荷時
FV1＝m1・CVSd・g
ここで，
FV1：弁本体に加わる鉛直方向地震荷重（N）
CVSd：余震による鉛直方向の設計震度＝0.43
m1：弁の全質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV1＝3.95×0.43×9.80665＝16.6565 N(a-4-1-2) 水平加速度負荷時
FH1＝m1・CHSd・g
M1＝FH1・L1
ここで，
FH1 ：弁本体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）
M1：弁本体に発生する曲げモーメント（N･mm）

L1：弁全体の長さ（mm） ＝132

CHSd：余震による水平方向の設計震度＝0.61
m1 ：弁の質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH1 ＝3.95×0.61×9.80665＝23.6291 N
M1 ＝23.6291×132＝3119.04 N･mm
(a-4-2) フロートガイド(a-4-2-1) 鉛直加速度負荷時
FV2＝m2・CVSd・g
ここで，FV2：フロートガイドに加わる鉛直方向地震荷重（N）
CVSd：余震による鉛直方向の設計震度＝0.43
m2：フロートガイドの質量（kg）＝0.05
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV2＝0.05×0.43×9.80665＝0.210842 N
6.9.1-(3)-a-19

142

(a-4-2-2) 水平加速度負荷時
FH2＝m2・CHSd・g
M2＝FH2・L2
ここで，
FH2 ：フロートガイドの最下端に加わる水平方向地震荷重（N）
M2：フロートガイドに発生する曲げモーメント（N･mm）

L2：フロートガイドの長さ（mm） ＝102

CHSd：余震による水平方向の設計震度＝0.61
m2 ：フロートガイドの質量（kg）＝0.05
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH2 ＝0.05×0.61×9.80665＝0.299102 N
M2 ＝0.299102×102＝30.5084 N･mm

6.9.1-(3)-a-20

143

(a-4-3) 基礎ボルト(a-4-3-1) 鉛直加速度負荷時
弁全体の常時荷重 W1 及び弁本体に加わる鉛直方向地震荷重 FV1 が作用する。
(a-4-3-2) 水平加速度負荷時
弁本体の最下端に加わる水平方向地震荷重 FH1 が作用する。

6.9.1-(3)-a-21

144

(ロ) 各部の応力計算(a-1) 弁本体の発生応力
σV1＝

FV1＋Pt・A2
A1

ここで，
σV1：弁本体に加わる圧縮応力（MPa）
FV1：弁本体に加わる鉛直方向地震荷重（N）＝0（鉛直方向の設計震度が 1 以下の場合は弁の浮上がりが起こらないことから考慮しない。）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.226359
A1：弁本体の断面積（mm2）＝1.100×103
A2：突き上げ津波荷重が弁本体に作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝A1＝1.100×103
圧縮応力 σV1＝（0.226359×1.100×103）/（1.100×103）＝0.226359 MPa＝1 MPa

σH1＝

M1・D1/2
I1

ここで，σH1 ：弁本体に加わる曲げ応力（MPa）
M1：弁本体に発生する曲げモーメント（N･mm）＝3119.04

I1：弁本体の断面二次モーメント（mm4）＝6.76915×105

D1：弁本体の外径（mm）＝75
曲げ応力 σH1＝（3119.04×（75/2））/(6.76915×105)＝0.172789 MPa＝1 MPa
組合せ応力 σV1＋σH1＝1＋1＝2 MPa(a-2) フロートガイドの発生応力
σV2＝

FV2＋Pt・A4
A3

ここで，
σV2：フロートガイドの最小断面積に加わる圧縮応力（MPa）
FV2：フロートガイドに加わる鉛直方向地震荷重（N）＝0（鉛直方向の設計震度が 1 以下の場合は弁の浮上がりが起こらないことから考慮しない。）
6.9.1-(3)-a-22

145

Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.226359
A3：フロートガイドの最小断面積（mm2）＝34.21
A4：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝38.48
圧縮応力 σV2＝（0.226359×38.48）/34.21＝0.254612 MPa＝1 MPa

σH2＝

M2・D3/2
I2

ここで，σH2 ：フロートガイドに加わる曲げ応力（MPa）
M2：フロートガイドに発生する曲げモーメント（N･m）＝30.5084

I2：フロートガイドの断面二次モーメント（mm4）＝93.1420

D3：フロートガイドの最小直径（mm）＝6.6
曲げ応力 σH2＝（30.5084×(6.6/2））/93.1420＝1.08090 MPa＝2 MPa
組合せ応力 σV2＋σH2＝1＋2＝3 MPa(a-3) 基礎ボルトの発生応力
σV3＝

FV1＋Pt・A6
A5・n

ここで，
σV3：基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力（MPa）
FV1：弁本体に加わる鉛直方向地震荷重（N）＝0（鉛直方向の設計震度が 1 以下の場合は弁の浮上がりが起こらないことから考慮しない。）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.226359
A5：基礎ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝201.1
A6：突き上げ津波荷重が基礎ボルトに作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.708×103
n：基礎ボルトの本数（本）＝4基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力σV3＝（0.226359×1.708×103）/（201.1×4）＝0.480632 MPa＝1 MPa
6.9.1-(3)-a-23

146

τ 3＝

FH1
A5・n

ここで，
τ3：基礎ボルトのねじ部に加わるせん断応力（MPa）
FH1 ：弁本体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）＝23.6291
A5：基礎ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝201.1
n：基礎ボルトの本数（本）＝4
せん断応力 τ3＝（23.6291）/（201.1×4）＝0.0293748 MPa＝1 MPa

σV4＝

FH1・L1
DP・A5

ここで，
σV4：モーメントにより基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力（MPa）
FH1 ：弁本体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）＝23.6291
L1：弁全体の長さ（mm） ＝132

DP：基礎ボルトのピッチサークル＝145
A5：基礎ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝201.1
モーメントにより弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力σV4＝（23.6291×132）/（145×201.1）＝0.106964 MPa＝1 MPa
基礎ボルトの引張応力 σV3＋σV4＝1＋1＝2 MPa

6.9.1-(3)-a-24

147

ニ. 敷地に遡上する津波時敷地に遡上する津波時の応力算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3-別添
3-2-5-1

海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 風荷重及び積雪荷重
風荷重及び積雪荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。

(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は「港湾の施設の技術上の基準・同解説」における流れに伴う流体力の算出式より，以下のとおり算出する。
Pt＝（ρｏ・g・ｈ＋1/2・CD・ρｏ・U2）/106
ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）
ρｏ：海水の密度（kg/m3）＝1030

g：重力加速度（m/s2）＝9.80665

h：津波荷重水位（m）

＝26.0

：抗力係数

＝2.01

U：流速（m/s）

＝2.0

CD

以上より，
Pt

＝（1030×9.80665×26.0＋1/2×2.01×1030×2.02）/106＝0.266762 MPa

6.9.1-(3)-a-25

148

(ロ) 各部の応力計算(a-1) 弁本体の発生応力
σt1＝

Pt・A2
A1

ここで，
σt1：弁本体に加わる圧縮応力（MPa）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.266762
図 6.9.1-(3)-a-6 に示す構造図から，突き上げ津波荷重が弁本体に作用す
る評価に用いる受圧面の直径 D2 及び弁本体の内径 d1 をそれぞれ以下のとおりとする。
D2：突き上げ津波荷重が弁本体に作用する評価に用いる受圧面の直径（mm）＝75
d1：弁本体の内径（mm）＝65

突き上げ津波荷重が弁本体に作用する評価に用いる受圧面の直径 D2
弁本体の断面積 A1，
突き上げ津波荷重が弁本体に作用する評価に用いる受圧面積 A2

弁本体の内径 d1

弁全体の長さＬ１

図 6.9.1-(3)-a-6 海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の弁本体の受圧面の寸法図
A1：弁本体の断面積（mm2）＝1.100×103
A1 ＝（752－652）×π/4＝1.09955×103 mm2＝1.100×103 mm2
A2：突き上げ津波荷重が弁本体に作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.100×103
A2 ＝A1

6.9.1-(3)-a-26

149

圧縮応力 σt1＝（0.266762×1.100×103）/（1.100×103）＝0.266762 MPa＝1 MPa(a-2) フロートガイドの発生応力
σt2＝

Pt・A4
A3

ここで，
σt2：フロートガイドに加わる圧縮応力（MPa）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.266762
図 6.9.1-(3)-a-7 に示す寸法図から，フロートガイドの最小直径 D3，突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の直径 D4をそれぞれ以下のとおりとする。
D3：フロートガイドの最小直径（mm）＝6.6
D4：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の直径（mm）＝7

6.9.1-(3)-a-27

150

フロートガイドの最小直径 D3
フロートガイドの最小断面積 A3

フロートガイド

フロートガイドの
長さＬ２

突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の直径 D4

突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面積 A4

図 6.9.1-(3)-a-7 海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁のフロートガイド寸法図

A3：フロートガイドの最小断面積（mm2）＝34.21
A3 ＝6.62×π/4＝34.2119 mm2＝34.21 mm2
A4：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝38.48
A4 ＝（72）×π/4＝38.4845 mm2＝38.48 mm2
圧縮応力 σt2＝（0.266762×38.48）/（34.21）＝0.300058 MPa＝1 MPa

6.9.1-(3)-a-28

151

(a-3) 基礎ボルトの発生応力
σt3＝

Pt・A6
A5・n

ここで，
σt3：基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力（MPa）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.266762
A5：基礎ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
呼び径 16mm のボルトの断面積であるため
A5＝162×π/4＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2
図 6.9.1-(3)-a-8 に示す寸法図から，突き上げ津波荷重が基礎ボルトに作用する評価に用いる受圧面の直径 D6 を以下のとおりとする。
D6：突き上げ津波荷重が基礎ボルトに作用する評価に用いる受圧面の直径（mm）＝80
基礎ボルトのねじ部の断面積 A5

基礎ボルト

突き上げ津波荷重が基礎ボルトに作用する評価に用いる受圧面積 A6
突き上げ津波荷重が基礎ボ
ルトに作用する評価に用いる受圧面の直径 D6

図 6.9.1-(3)-a-8 海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の基礎ボルトの受圧面直径及びねじ部の面積
A6：突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.708×103
A6＝ (802－652)×π/4＝1708.24 mm2＝1.708×103 mm2
n：基礎ボルトの本数（本）＝4

6.9.1-(3)-a-29

152

基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力 σt3＝（0.266762×1.708×103）/（2.011×102×4）＝0.566421 MPa＝1 MPa(a-4) フロートに発生する圧力
波圧によりフロートに発生する圧力 Pw は突き上げ津波荷重 Pt の算出結果をもとに設定する。突き上げ津波荷重 Pt は以下のとおりである。
Pt＝0.266762（MPa）
上記の算出結果を踏まえ，波圧によりフロートに発生する圧力 Pw を 0.3（MPa）とする。

6.9.1-(3)-a-30

153

ホ. 敷地に遡上する津波＋Sd 地震時
敷地に遡上する津波＋Sd 地震時の応力算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3-別添 3-2-5-1 海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 風荷重及び積雪荷重
風荷重及び積雪荷重は「(b)評価条件の整理」にて示したとおりとする。

(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は「ニ. 敷地に遡上する津波時」にて示したとおりとする。
(a-4) Sd 地震荷重
応力評価に用いる弾性設計用地震動 Sd による設計震度は「ハ. 基準津波＋Sd 地震時」にて示した通りとする。

6.9.1-(3)-a-31

154

(a-4-1) 弁本体(a-4-1-1) 鉛直加速度負荷時
FV1＝m1・CVSd・g
ここで，
FV1：弁本体に加わる鉛直方向地震荷重（N）
CVSd：余震による鉛直方向の設計震度＝0.43
m1：弁の全質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV1＝3.95×0.43×9.80665＝16.6565 N(a-4-1-2) 水平加速度負荷時
FH1＝m1・CHSd・g
M1＝FH1・L1
ここで，
FH1 ：弁本体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）
M1：弁本体に発生する曲げモーメント（N･mm）

L1：弁全体の長さ（mm） ＝132

CHSd：余震による水平方向の設計震度＝0.61
m1 ：弁の質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH1 ＝3.95×0.61×9.80665＝23.6291 N
M1 ＝23.6291×132＝3119.04 N･mm
(a-4-2) フロートガイド(a-4-2-1) 鉛直加速度負荷時
FV2＝m2・CVSd・g
ここで，FV2：フロートガイドに加わる鉛直方向地震荷重（N）
CVSd：余震による鉛直方向の設計震度＝0.43
m2：フロートガイドの質量（kg）＝0.05
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV2＝0.05×0.43×9.80665＝0.210842 N
6.9.1-(3)-a-32

155

(a-4-2-2) 水平加速度負荷時
FH2＝m2・CHSd・g
M2＝FH2・L2
ここで，
FH2 ：フロートガイドの最下端に加わる水平方向地震荷重（N）
M2：フロートガイドに発生する曲げモーメント（N･mm）

L2：フロートガイドの長さ（mm） ＝102

CHSd：余震による水平方向の設計震度＝0.61
m2 ：フロートガイドの質量（kg）＝0.05
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH2 ＝0.05×0.61×9.80665＝0.299102 N
M2 ＝0.299102×102＝30.5084 N･mm

6.9.1-(3)-a-33

156

(a-4-3) 基礎ボルト(a-4-3-1) 鉛直加速度負荷時
弁全体の常時荷重 W1 及び弁本体に加わる鉛直方向地震荷重 FV1 が作用する。
(a-4-3-2) 水平加速度負荷時
弁本体の最下端に加わる水平方向地震荷重 FH1 が作用する。

6.9.1-(3)-a-34

157

(ロ) 各部の応力計算(a-1) 弁本体の発生応力
σV1＝

FV1＋Pt・A2
A1

ここで，
σV1：弁本体に加わる圧縮応力（MPa）
FV1：弁本体に加わる鉛直方向地震荷重（N）＝0（鉛直方向の設計震度が 1 以下の場合は弁の浮上がりが起こらないことから考慮しない。）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.266762
A1：弁本体の断面積（mm2）＝1.100×103
A2：突き上げ津波荷重が弁本体に作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝A1＝1.100×103
圧縮応力 σV1＝（0.266762×1.100×103）/（1.100×103）＝0.266762 MPa＝1 MPa

σH1＝

M1・D1/2
I1

ここで，σH1 ：弁本体に加わる曲げ応力（MPa）
M1：弁本体に発生する曲げモーメント（N･mm）＝3119.04

I1：弁本体の断面二次モーメント（mm4）＝6.76915×105

D1：弁本体の外径（mm）＝75
曲げ応力 σH1＝（3119.04×（75/2））/(6.76915×105)＝0.172789 MPa＝1 MPa
組合せ応力 σV1＋σH1＝1＋1＝2 MPa(a-2) フロートガイドの発生応力
σV2＝

FV2＋Pt・A4
A3

ここで，
σV2：フロートガイドの最小断面積に加わる圧縮応力（MPa）
FV2：フロートガイドに加わる鉛直方向荷重（N）＝0（鉛直方向の設計震度が 1 以下の場合は弁の浮上がりが起こらないことから考慮しない。）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.266762
6.9.1-(3)-a-35

158

A3：フロートガイドの最小断面積（mm2）＝34.21
A4：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝38.48
圧縮応力 σV2＝（0.266762×38.48）/34.21＝0.300058 MPa＝1 MPa

σH2＝

M2・D3/2
I2

ここで，σH2 ：フロートガイドに加わる曲げ応力（MPa）
M2：フロートガイドに発生する曲げモーメント（N･m）＝30.5084

I2：フロートガイドの断面二次モーメント（mm4）＝93.1420

D3：フロートガイドの最小直径（mm）＝6.6
曲げ応力 σH2＝（30.5084×(6.6/2））/93.1420＝1.08090 MPa＝2 MPa
組合せ応力 σV2＋σH2＝1＋2＝3 MPa(a-3) 基礎ボルトの発生応力
σV3＝

FV1＋Pt・A6
A5・n

ここで，
σV3：基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力（MPa）
FV1：弁本体に加わる鉛直方向地震荷重（N）＝0（鉛直方向の設計震度が 1 以下の場合は弁の浮上がりが起こらないことから考慮しない。）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.266762
A5：基礎ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝201.1
A6：突き上げ津波荷重が基礎ボルトに作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.708×103
n：基礎ボルトの本数（本）＝4基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力σV3＝（0.266762×1.708×103）/（201.1×4）＝0.56642 MPa＝1 MPa

6.9.1-(3)-a-36

159

τ 3＝

FH1
A5・n

ここで，
τ3：基礎ボルトのねじ部に加わるせん断応力（MPa）
FH1 ：弁本体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）＝23.6291
A5：基礎ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝201.1
n：基礎ボルトの本数（本）＝4
せん断応力 τ3＝（23.6291）/（201.1×4）＝0.0293748 MPa＝1 MPa

σV4＝

FH1・L1
DP・A5

ここで，
σV4：モーメントにより基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力（MPa）
FH1 ：弁本体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）＝23.6291
L1：弁全体の長さ（mm） ＝132

DP：基礎ボルトのピッチサークル＝145
A5：基礎ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝201.1
モーメントにより弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力σV4＝（23.6291×132）/（145×201.1）＝0.106964 MPa＝1 MPa
基礎ボルトの引張応力 σV3＋σV4＝1＋1＝2 MPa

6.9.1-(3)-a-37

160

(d) 許容応力
許容応力は，供用状態 C(許容応力状態ⅢAS)として設定する。
イ. ボルト以外の許容応力
許容応力の設定に用いる温度 50℃における SUS316L の許容引張応力 S は，JSMES

NC1-2005/2007 付録材料図表 Part5 表 5 を用いて，温度 40 ℃における許容

引張応力 S40 と，温度 75℃における許容引張応力 S75 より，比例法を用いて算出する。
JSME S

NC1-2005/2007 付録材料図表 Part5 表 5 より温度 40 ℃における許容引張応力 S40＝111MPa，温度 75℃における許容引張応力 S75＝108MPa であるため，111＋(108－111)×(50－40)/(75－40)＝110.142＝110MPa(イ) 基準津波時，Sｓ地震時，基準津波＋Sd 地震時，敷地に遡上する津波＋Sd 地震時(a-1) 弁本体の許容圧縮応力，許容曲げ応力及び組合せ応力
1.2・S＝1.2×110＝132 MPa(a-2) フロートガイドの許容圧縮応力，許容曲げ応力及び組合せ応力
1.2・S＝1.2×110＝132 MPa6.9.1-(3)-a-38

161

ロ. ボルトの許容応力
許容応力の設定に用いる設計降伏点 Sy，設計引張強さ Su 及び 40℃における設計降伏点 Sy(RT)は，JSME S NC1-2005/2007 付録材料図表 Part5 表 8 及び表 9 を用いて設定する。
温度 50 ℃における SUS304 の設計降伏点 Sy 及び設計引張強さ Su は，温度 40 ℃における設計降伏点 Sy 及び設計引張強さ Su と，温度 75℃における設計降伏点 Sy 及び設計引張強さ Su より，比例法を用いて計算する。
温度 50 ℃における SUS304 の設計降伏点 Sy
温度 40 ℃における設計降伏点 Sy＝205MPa，温度 75 ℃における設計降伏点 Sy＝183MPa であるため，205＋(183－205)×(50－40)/(75－40)＝198.714＝198MPa
温度 50 ℃における SUS304 の設計引張強さ Su
温度 40 ℃における設計引張強さ Su＝520MPa，温度 75 ℃における設計引張強さ
Su＝466MPa であるため，
520＋(466－520)×(50－40)/(75－40)＝504.571＝504MPa
温度 40℃における SUS304 の設計降伏点 Sy(RT)
温度 40 ℃における設計降伏点 Sy＝205MPa
許容応力算定用基準値

F ＝min〔1.35・Sy，0.7・Su，Sy（RT）〕＝min〔1.35×198，0.7×504，205〕＝min〔267，352，205〕＝205 MPa(イ) 基準津波時，敷地に遡上する津波時
許容引張応力1.5・ft＝（F/2）・1.5＝（205/2）×1.5＝153 MPa(ロ) Ss 地震時，基準津波＋Sd 地震時，敷地に遡上する津波＋Sd 地震時(a-1) 許容引張応力1.5・ft ＝（F/2）・1.5＝（205/2）×1.5＝153 MPa(a-2) 許容せん断応力

1.5・fs ＝{F/（1.5・√3）}・1.5＝{205/（1.5×√3）}×1.5＝78×1.5＝117 MPa6.9.1-(3)-a-39

162

(a-3) 組合せ応力
組合せ応力の許容応力として，せん断応力と引張応力を同時に受ける基礎ボ
ルトの許容引張応力を求める。
ボルトに作用するせん断応力

τ＝1 MPa

1.5・fts1＝1.4・（1.5・ft0）－1.6・τ
＝1.4×153－1.6×1＝212 MPa
ここで，1.5・ft0＝（F/2）・1.5＝（205/2）×1.5＝153 MPa

1.5・fts2＝1.5・ft0＝153 MPa

以上より，
1.5・fts＝Min（1.5・fts1，1.5・fts2）＝Min（212，153）＝153 MPa6.9.1-(3)-a-40

163

(e) 応力評価結果
イ. 基準津波時
基準津波時の評価結果を表 6.9.1-(3)-a-3 に示す。
表 6.9.1-(3)- a-3 基準津波時の応力評価結果（弁本体，フロートガイド及び基礎ボルト）
発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

圧縮

1

132

OK

フロートガイド

圧縮

1

132

OK

基礎ボルト

引張

1

153

OK

部位

評価応力

弁本体

ロ.

Ss 地震時Ss 地震時の評価結果を表 6.9.1-(3)-a-4 に示す。

表 6.9.1-(3)-a-4 Ss 地震時の評価結果（弁本体，フロートガイド及び基礎ボルト）
部位

発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

1

132

OK

1

132

OK

2

132

OK

引張

1

132

OK

曲げ

2

132

OK

組合せ＊1

3

132

OK

引張＊2

2

153＊3

OK

せん断

1

117

OK

評価応力
引張

弁本体

曲げ
組合せ

フロートガイド＊1

基礎ボルト

注記 ＊1：圧縮（σｔ）＋曲げ（σｂ）は，σｔ＋σｂ≦1.2S で評価＊2：基礎ボルトの引張応力は，σbH＋σbV＊3：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔo－1.6・τ，ƒｔo]より算出

6.9.1-(3)-a-41

164

ハ. 基準津波＋Sd 地震時
基準津波＋Sd 地震時の評価結果を表 6.9.1-(3)-a-5 に示す。
表 6.9.1-(3)-a-5 基準津波＋Sd 地震時の評価結果（弁本体，フロートガイド及び基礎ボルト）部位

弁本体

フロートガイド

発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

圧縮

1

132

OK

曲げ

1

132

OK

組合せ＊1

2

132

OK

圧縮

1

132

OK

曲げ

2

132

OK

組合せ＊1

3

132

OK

引張＊2

2

153＊3

OK

せん断

1

117

OK

評価応力

基礎ボルト

注記 ＊1：圧縮（σＶ）＋曲げ（σＨ）は，σＶ＋σＨ≦1.2S で評価＊2：基礎ボルトの引張応力は，σV3＋σV4＊3：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔo－1.6・τ，ƒｔo]より算出
ニ. 敷地に遡上する津波時敷地に遡上する津波時の評価結果を表 6.9.1-(3)-a-6 に示す。
表 6.9.1-(3)- a-6 敷地に遡上する津波時の応力評価結果（弁本体，フロートガイド及び基礎ボルト）
発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

圧縮

1

132

OK

フロートガイド

圧縮

1

132

OK

基礎ボルト

引張

1

153

OK

部位

評価応力

弁本体

6.9.1-(3)-a-42

165

ホ. 敷地に遡上する津波＋Sd 地震時
敷地に遡上する津波＋Sd 地震時の評価結果を表 6.9.1-(3)-a-7 に示す。
表 6.9.1-(3)-a-7 敷地に遡上する津波＋Sd 地震時の評価結果（弁本体，フロートガイド及び基礎ボルト）
部位

発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

1

132

OK

1

132

OK

2

132

OK

1

132

OK

2

132

OK

3

132

OK

引張＊2

2

153＊3

OK

せん断

1

117

OK

評価応力
圧縮

弁本体

曲げ
組合せ

＊1

圧縮
フロートガイド

曲げ
組合せ

＊1

基礎ボルト

注記 ＊1：圧縮（σＶ）＋曲げ（σＨ）は，σＶ＋σＨ≦1.2S で評価＊2：基礎ボルトの引張応力は，σV3＋σV4＊3：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔo－1.6・τ，ƒｔo]より算出

6.9.1-(3)-a-43

166

b.

取水ピット空気抜き配管逆止弁の設計に関する補足説明(a) 固有値解析
イ. 固有周期の計算
固有値解析に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-2-10-2-6-2 取水ピット空気抜き配管逆止弁の耐震性についての計算書」にて示す記号を使用する。
固有周期計算モデルは 1 質点系モデルとして，重量の不均一性を考慮し，自由端に弁の集中質量を付加する。
モデル化は，各部位の寸法や形状を踏まえ，弁蓋の最小断面が最も大きな固有周期を有するものとし，これを弁全体に一様断面をもつ片持ちはりに単純化したモデルとする。モデル化の概略を図 6.9.1-(3)-b-1 に示す。

弁蓋

弁全体の

弁全体の

長さ L1

長さ L1

図 6.9.1-(3)-b-1 モデル化の概略
固有周期Ｔは以下の式より算出する。
Ｔ＝

ｆ＝

１
ｆ
1
2・π

・

ｋ
ｍ

T：固有周期（s）
f ：一次固有振動数（Hz）
モデルのばね定数ｋは，モデルの等価断面二次モーメントＩｍを用いて，以下の式より算出する。
ｋ＝

3・Ｅ・Ｉｍ（L1）
m：モデルの弁全体質量（kg） ＝31
Im :モデルの断面二次モーメント（m4）＝I1
I1 :弁蓋の断面二次モーメント（m4）＝1.765×10-6
モデルの断面二次モーメントは以下の式より算出する。
6.9.1-(3)-b-1

167

Ｉ1＝(D14－d14)・

π
64

Ｉm＝Ｉ1
図 6.9.1-(3)-b-2 に示す構造図から，弁蓋の外径 D1，弁蓋の内径 d1 及びモデルの弁全体長さ L1 をそれぞれ以下のとおりとする。
D1：弁蓋の外径（mm）＝88
d1：弁蓋の内径（mm）＝70

弁蓋の外径 D1
弁蓋の内径 d1

弁全体の長さ L1

図 6.9.1-(3)-b-2 取水ピット空気抜き配管逆止弁の弁本体構造図
I1＝（884-704）×π／64＝1.76515×106 mm4＝1.76515×10-6 m4
E: 縦弾性係数（Pa）＝1.94×1011
JSME S

NC1-2005/2007 付録材料図表 Part6 表 1 を用いて計算する。

温度 40 ℃におけるオーステナイト系ステンレス鋼の縦弾性係数は，温度20 ℃の縦弾性係数 195000 MPa と，温度 50 ℃の縦弾性係数 193000 MPa より，比例法を用いて計算する。
195000＋(193000－195000)×(40－20)/(50－20)＝193667 MPa＝1.94×1011（Pa）
以上より，
f＝1/2π･√(3×1.94×1011×1.76515×10-6/(31×(292×10-3)3))＝183.618 Hz＝183 Hz
T＝1/183＝0.00546 s＝0.006 s

6.9.1-(3)-b-2

168

ロ. 固有値解析結果
固有周期は 0.006 s であり，0.05s 以下であることから，剛構造である。

6.9.1-(3)-b-3

169

（参考）配管を含む支持点間の固有振動数について
取水ピット空気抜き配管逆止弁を含む配管系について，剛構造となる支持間隔で設置することを以下に示す。
逆止弁は，図 1 に示すように床面から配管が立ち上がり，2 箇所の指示構造物により支えられている。この構造を踏まえて以下のように，安全側に評価モデルを設定して固有振動数を求める。
配管は，床面から約 130mm の高さまでグラウトに埋設されており，逆止弁の下側の支持点は床面から約 130mm 上側の箇所となる。また、逆止弁の直上に支持構造部があり，逆止弁の上側の支持点となる。安全側の評価とするため，実際の支持間隔より長い間隔となるように床面から上側の支持構造物間の 1m を支持間隔として評価する。
質量については，逆止弁が 31kg，支持間隔内の配管・フランジが約 11kg であり，合計約 42kg となる。安全側の評価とするため，45kg の質点として評価する。
以上より，評価モデルとしては，図 1 に示されるように，自由端の両持はりとし，支持点の中央に質点があるモデルとする。また，はりの断面は，構成する部材の中で最も肉厚が薄い配管を考慮し，安全側の評価となるように，逆止弁及びフランジの箇所を含めて配管の外径 60.5mm，肉厚 3.4mmの円筒形の断面性能で評価する。
逆止弁，配管及びフランジの仕様について表 1 に示す。
60.5mm
53.7mm
3.4mm
0.5m

支持構造物

逆止弁
ボルト
取水ピット空気抜き配管(a) 逆止弁及び配管の支持形状

0.5m

1m

ボルト

45kg

(b) 評価モデル（両持はり）(c) 評価モデル（断面）図 1 逆止弁及び配管の支持形状と評価モデル

6.9.1-(3)-b-4

170表 1 逆止弁，配管及びフランジの主な仕様
部材

項目

仕様

口径

65A×100A

材質

SCS16A（弁箱，弁蓋）

口径

50A

材質

SUS316TP

外径×肉厚60.5mm×3.4mm

圧力温度基準JIS 10K

口径

65A×50A，100A×50A

材質

SUS316

逆止弁

配管

フランジ

図 1 に示すはりモデルとして，固有振動数を以下に示す通り求める。また，数式に使用している記号については，表 2 に示す。
なお，縦弾性係数については，逆止弁，配管及びフランジの材質がいずれもオーステナイト系ス
テンレス鋼となることから，JSME S

NC1-2005/2007 付録材料図表 Part6 表 1 を用いて計算する。温度 40 ℃におけるオーステナイト系ステンレス鋼の縦弾性係数は，温度 20 ℃の縦弾性係
数 195000 MPa と，温度 50 ℃の縦弾性係数 193000 MPa より，比例法を用いて計算する。

1950001.94

193000 195000
50 20
1110 [Pa](40

20)

表 2 評価モデルの固有振動数算出に用いる記号の説明
記号

記号の説明

単位

Do

評価モデルの断面の外径m

Di評価モデルの断面の内径m

I

評価モデルの断面二次モーメントmm4

E

評価モデルの縦弾性係数

Pa

L

評価モデルのはりの支持過間の長さmk

評価モデルのはりのばね係数

N/mm

評価モデルの質量kg

f

評価モデルの固有振動数

Hz6.9.1-(3)-b-5

171評価モデルの断面二次モーメントを以下に示す。

I

64

(Do4

Di4 )

(0.06054 0.05374 )64
2.49450 10 7 [m 4 ]評価モデルのはりのばね係数を以下に示す。
k

48E I
L3
48 1.942.322871011 2.49450
13106 [N / m]

10 7以上より，固有振動数は以下のとおりとなる。

f

1
2

k
m

1
232288024536[Hz]
評価モデルの固有振動数は 20Hz 以上であることから，支持点間の配管系は剛構造となっている
ことが評価できた。
このため，逆止弁の他に配管及びフランジを含めた配管系は剛構造となる支持間隔で設置することから，取水ピット空気抜き配管逆止弁の評価に当たっては，逆止弁単体での評価とすることができる。

6.9.1-(3)-b-6

172

(b) 評価条件の整理
イ. 固定荷重
固定荷重の算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-2-10-2-6-2 取水ピット
空気抜き配管逆止弁の耐震性についての計算書」にて示す記号を使用する。
固定荷重は以下のとおりとする。
Wd1＝m1・g
ここで，
Wd1：弁全体の常時荷重（N）
m1：弁の全質量（kg）＝31
g：重力加速度（m/s2）＝9.80665
以上より，
Wd1＝m1・g＝31×9.80665＝304.006 N
Wd2＝m2・g
ここで，Wd2：フロートガイドに作用する常時荷重（N）
m2：フロートガイドの質量（kg）＝1.8
g：重力加速度（m/s2）＝9.80665
以上より，
Wd2＝m2・g＝1.8×9.80665＝17.6519 N
ロ. 風荷重及び積雪荷重
添付書類「Ⅴ-2-1-9 機能維持の基本方針」及び添付書類「Ⅴ-3-別添 3-1 津波への配慮が必要な施設の強度計算の方針」にて設定した荷重の組合せに基づき，考慮しない。

6.9.1-(3)-b-7

173

(c)応力計算
イ. 基準津波時
基準津波時の応力算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3-別添 3-2-5-2取水ピット空気抜き配管逆止弁の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。

(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は以下のとおりとする。
Pt＝（ρｏ・g・ｈ＋1/2・CD・ρｏ・U2）/106
ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）
ρｏ：海水の密度（kg/m3）
2

＝1030

g：重力加速度（m/s ）＝9.80665

h：津波荷重水位（m）＝22.0（基準津波の水位に対し，参照する裕度である＋0.65m を含めても十分に保守的である水位として設定した津波荷重水位）
CD

：抗力係数

＝2.01

U：流速（m/s）

＝2.0

以上より，
Pt

＝（1030×9.80665×22.0＋1/2×2.01×1030×2.0２）/106＝0.226359 MPa

6.9.1-(3)-b-8

174

(ロ) 各部の応力計算(a-1) 弁蓋の発生応力
σt1＝

Pt・A2
A1

ここで，
σt1：弁蓋に加わる圧縮応力（MPa）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.226359
図 6.9.1-(3)-b-3 に示す構造図から，突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面の直径 D1，弁蓋の外径 D3 及び弁蓋の内径 d3 をそれぞれ
以下のとおりとする。
D1：突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面の直径（mm）＝154
D3：弁蓋の外径（mm）＝88
d3：弁蓋の内径（mm）＝70
突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面の直径Ｄ1

弁蓋の外径Ｄ3

弁蓋の内径 d3

弁蓋の
断面積Ａ１

突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる
受圧面積Ａ２

図 6.9.1-(3)-b-3 取水ピット空気抜き配管逆止弁の弁蓋の受圧面の寸法図
A2：突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.478×104
A2 ＝（1542－702）×π/4＝14778.0 mm2 ＝1.478×104 mm2
A1：弁蓋の断面積（mm2）＝2.234×103
A1 ＝（882－702）×π/4＝2233.67 mm2 ＝2.234×103 mm2
圧縮応力 σt1＝（0.226359×1.478×104）/（2.234×103）＝1.49757 MPa＝2 MPa
6.9.1-(3)-b-9

175

(a-2) フロートガイドの発生応力
σt2＝

Pt・A4
A3

ここで，
σt2：フロートガイドに加わる圧縮応力（MPa）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.226359
図 6.9.1-(3)-b-4 に示す寸法図から，フロートガイドの外径 D2，フロートガイドの内径 d2，突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の直径及び突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の内径をそれぞれ以下のとおりとする。
D4：フロートガイドの外径（mm）＝62
d4：フロートガイドの内径（mm）＝56
D2：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の直径（mm）＝135.7
d2：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の内径（mm）＝128

フロートガイドの内径 d4

フロートガイドの断面積 A3

突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の内径 d2

フロートガイドの外径 D4
突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の直径 D2
突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる
受圧面積 A4

図 6.9.1-(3)-b-4 取水ピット空気抜き配管逆止弁のフロートガイド構造図
A3：フロートガイドの断面積（mm2）＝5.561×102
A3 ＝（622－562）×π/4＝556.061 mm2 ＝5.561×102 mm2
A4：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.595×103
A4 ＝（135.72－1282）×π/4＝1594.74 mm2 ＝1.595×103 mm2
6.9.1-(3)-b-10

176

圧縮応力 σt2＝（0.226359×1.595×103）/（5.561×102）＝0.649240 MPa＝1 MPa(a-3) 弁蓋ボルトの発生応力
σt3＝

Pt・A6
A5・n

ここで，
σt3：弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力（MPa）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.226359
A5：弁蓋ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
呼び径 16mm のボルトの断面積であるため
A5＝162×π/4＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2
A6：突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝A2＝1.478×104
n：弁蓋ボルトの本数（本）＝8
弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力 σt3＝（0.226359×1.478×104）/（2.011×102×8）＝2.07955 MPa＝3 MPa(a-4) フロートに発生する圧力
波圧によりフロートに発生する圧力 Pw は突き上げ津波荷重 Pt の算出結果をもとに設定する。基準津波による突き上げ津波荷重 Pt は以下のとおりである。
Pt＝0.226359（MPa）
上記の算出結果を踏まえ，波圧によりフロートに発生する圧力 Pw を 0.3（MPa）とする。

6.9.1-(3)-b-11

177

ロ.

Ss 地震時Ss 地震時の応力算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-2-10-2-6-2 取水ピ
ット空気抜き配管逆止弁の耐震性についての計算書」にて示す記号を使用する。

(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-3) Ss 地震荷重
固有値解析の結果より，取水ピット空気抜き配管逆止弁の固有周期が 0.05s
以下であることを確認したため，取水ピット空気抜き配管逆止弁の耐震計算に用いる設計震度は，添付書類「Ｖ-2-1-7 設計用床応答曲線の作成方針」に示す取水構造物における設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮して設定する。
応力評価に用いる基準地震動 Ss による設計震度を表 6.9.1-(3)-b-1 に示す。
表 6.9.1-(3)-b-1 応力評価に用いる基準地震動 Ss による設計震度
据付場所
地震動

及び床面高さ

地震による設計震度＊1

（m）

取水構造物

基準地震動
ＳＳ

水平方向ＣＨ1.10

鉛直方向ＣＶ

1.03

EL. 0.800(EL. 0.300＊2)

注記 ＊1：取水ピット空気抜き配管逆止弁の固有周期が 0.05s 以下であることを確認したため，設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮した設計震度を設定した。
＊2：基準床レベルを示す。

6.9.1-(3)-b-12

178

(a-3-1) 弁蓋(a-3-1-1) 鉛直加速度負荷時
Wd1＝m1・g
FV1＝m1・CV・g
ここで，
Wd1：弁全体の常時荷重（N）
FV1：弁蓋に加わる鉛直方向地震荷重（N）
CV ：鉛直方向の設計震度＝1.03
m1：弁の質量（kg）＝31
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
Wd1＝31×9.80665＝304.006 N
FV1＝31×1.03×9.80665＝313.126 N(a-3-1-2) 水平加速度負荷時
FH1＝m1・CH・g
M1＝FH1・L1
ここで，
FH1 ：弁全体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）
M1：弁蓋に発生する曲げモーメント（N･mm）

L1：弁全体長さ（mm） ＝292

CH ：水平方向の設計震度＝1.10m1 ：弁の質量（kg）＝31
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH1 ＝31×1.10×9.80665＝334.406 N
M1 ＝334.406×292＝97646.5 N･mm

6.9.1-(3)-b-13

179

(a-3-2) フロートガイド(a-3-2-1) 鉛直加速度負荷時
Wd2＝m2・g
FV2＝m2・CV・g
ここで，
Wd2：フロートガイドに作用する常時荷重（N）
FV2：フロートガイドに加わる鉛直方向地震荷重（N）
CV ：鉛直方向の設計震度＝1.03
m2：フロートガイドの質量（kg）＝1.8
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
Wd2＝1.8×9.80665＝17.6519 N
FV2＝1.8×1.03×9.80665＝18.1815 N(a-3-2-2) 水平加速度負荷時
FH2＝m2・CH・g
M2＝FH2・L2
ここで，
FH2 ：フロートガイドの最下端に加わる水平方向地震荷重（N）
M2：フロートガイドに発生する曲げモーメント（N･mm）

L2：フロートガイドの長さ（mm） ＝123

CH ：水平方向の設計震度＝1.10m2 ：フロートガイドの質量（kg）＝1.8
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH2 ＝1.8×1.10×9.80665＝19.4171 N
M2 ＝19.4171×123＝2388.30 N･mm

6.9.1-(3)-b-14

180

(a-3-3) 弁蓋ボルト(a-3-3-1) 鉛直加速度負荷時
弁全体の常時荷重 Wd1 及び弁蓋に加わる鉛直方向荷重 FV1 が作用する。
(a-3-3-2) 水平加速度負荷時
弁全体の最下端に加わる水平方向地震荷重 FH1 が作用する。

6.9.1-(3)-b-15

181

(ロ) 各部の応力計算(a-1) 弁蓋の発生応力
σV1＝

Wd1＋FV1
A1

ここで，
σV1：弁蓋に加わる引張応力（MPa）
Wd1：弁全体の常時荷重（N）＝304.006
FV1：弁蓋に加わる鉛直方向荷重（N）＝313.126
A1：弁蓋の断面積（mm2）＝2.234×103
弁蓋の外径 D1 及び弁蓋の内径 d1 をそれぞれ以下のとおりとする。
D1：弁蓋の外径（mm）＝88
d1：弁蓋の内径（mm）＝70
A1 ＝（882－702）×π/4＝2233.67 mm2 ＝2.234×103 mm2
引張応力 σV1＝（304.006＋313.126）/（2.234×103）＝0.276245 MPa＝1 MPa

σH1＝

M1・D1/2
I1

ここで，σH1 ：弁蓋に加わる曲げ応力（MPa）
M1：弁蓋に発生する曲げモーメント（N･mm）＝97646.5

I1：弁蓋の断面二次モーメント（mm4）＝1.76515×106
弁蓋の外径 D1 及び弁蓋の内径の内径 d1 をそれぞれ以下のとおりとする。
D1：弁蓋の外径（mm）＝88
d1：弁蓋の内径（mm）＝70
I1＝(D14－d14)・

π64

I1＝（884－704）×π/64＝1.76515×106 mm4
曲げ応力 σH1＝（97646.5×（88/2））/(1.76515×106)＝2.43404 MPa＝3 MPa
組合せ応力 σV1＋σH1＝1＋3＝4 MPa

6.9.1-(3)-b-16

182

(a-2) フロートガイドの発生応力
σV2＝

Wd2＋FV2
A2

ここで，
σV2：フロートガイドに加わる引張応力（MPa）
Wd2：フロートガイドの常時荷重（N）＝17.6519
FV2：フロートガイドに加わる鉛直方向荷重（N）＝18.1815
A2：フロートガイドの断面積（mm2）＝5.561×102
フロートガイドの外径 D2 及びフロートガイドの内径 d2 をそれぞれ以下のとおりとする。
D2：フロートガイドの外径（mm）＝62
d2：フロートガイドの内径（mm）＝56
A2 ＝（622－562）×π/4＝556.061 mm2 ＝5.561×102 mm2
引張応力 σV2＝（17.6519＋18.1815）/（5.561×102）＝0.0644369 MPa＝1 MPa

σH2＝

M2・D2/2
I2

ここで，σH2 ：フロートガイドに加わる曲げ応力（MPa）
M2：フロートガイドに発生する曲げモーメント（N･mm）＝2388.30

D2：フロートガイドの外径（mm）＝62
I2：フロートガイドの断面二次モーメント（mm4）＝2.42582×105
フロートガイドの外径 D2 及びフロートガイドの内径 d2 をそれぞれ以下のとおりとする。
D2：フロートガイドの外径（mm）＝62
d2：フロートガイドの内径（mm）＝56
I2＝(D24－d24)・

π
64

I2＝（624－564）×π/64＝2.42582×105 mm4
曲げ応力 σH2＝（2388.30×（62/2））/(2.42582×105)＝0.305205 MPa＝1 MPa
組合せ応力 σV2＋σH2＝1＋1＝2 MPa

6.9.1-(3)-b-17

183

(a-3) 弁蓋ボルトの発生応力
σbV＝

FV1－Wd1
A3・n

ここで，
σbV：鉛直方向地震加速度により弁蓋ボルト 1 本当たりに加わる引張応力（MPa）
Wd1：弁全体の常時荷重（N）＝304.006
FV1：弁蓋に加わる鉛直方向荷重（N）＝313.126
A3：弁蓋ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
呼び径 16mm のボルトの断面積であるため
A3＝162×π/4＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2
n：弁蓋ボルトの本数（本）＝8
鉛直方向地震荷重による引張応力 σbV＝（313.126－304.006）/（2.011×102×8）＝0.00566882 MPa＝1 MPa
τ 1＝

FH1
A3・n

ここで，
τ1：弁蓋ボルトに加わるせん断応力（MPa）
FH1 ：弁全体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）＝334.406
A3：弁蓋ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
n：弁蓋ボルトの本数（本）＝8
せん断応力 τ1＝（334.406）/（2.011×102×8）＝0.207860 MPa＝1 MPa

σbH＝

FH1・L1
DP・A3

ここで，
σbH：水平方向地震加速度によるモーメント力により弁蓋ボルト 1 本当たりに加わる引張応力（MPa）
FH1 ：弁全体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）＝334.406
L1：弁全体長さ（mm） ＝292

DP：弁蓋ボルトのピッチサークル＝200
A3：弁蓋ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
モーメントによる引張応力

σbH＝（334.406×292）/（200×2.011×102）

6.9.1-(3)-b-18

184

＝2.42781 MPa＝3 MPa
弁蓋ボルトの引張応力 σbH＋σbV＝1＋3＝4 MPa

6.9.1-(3)-b-19

185

ハ. 基準津波＋Sd 地震時
基準津波＋Sd 地震時の応力算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3-別添 32-5-2「取水ピット空気抜き配管逆止弁の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-3) 基準津波荷重
突き上げ津波荷重は「イ. 基準津波時」にて示したとおりとする。
(a-4) Sd 地震荷重
取水ピット空気抜き配管逆止弁の固有周期が 0.05s 以下であることを確認したため，取水ピット空気抜き配管逆止弁の強度計算に用いる設計震度は，添付
書類「Ｖ-2-1-7 設計用床応答曲線の作成方針」に示す取水構造物における設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮して設定する。取水ピット空気抜き配管
逆止弁の強度計算に用いる設計震度を表 6.9.1-(3)-b-2 に示す。
表 6.9.1-(3)-b-2 応力評価に用いる弾性設計用地震動 Sd による設計震度
据付場所
地震動

及び床面高さ

余震による設計震度＊1（m）

弾性設計用地震動
Ｓｄ－Ｄ1

取水構造物

水平方向ＣＨＳｄ0.61

鉛直方向ＣＶＳｄ0.43

EL. 0.800(EL. 0.300＊2)

注記 ＊1：取水ピット空気抜き配管逆止弁の固有周期が 0.05s 以下であることを確認したため，設置床の最大応答加速度の 1.2 倍を考慮した設計震度を設定した。
＊2：基準床レベルを示す。

6.9.1-(3)-b-20

186

(a-4-1) 弁蓋(a-4-1-1) 鉛直加速度負荷時
FV1＝m1・CVSd・g
ここで，
FV1：弁蓋に加わる鉛直方向地震荷重（N）
CVSd：鉛直方向の設計震度＝0.43
m1：弁の質量（kg）＝31
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV1＝31×0.43×9.80665＝130.722 N(a-4-1-2) 水平加速度負荷時
FH1＝m1・CHSd・g
M1＝FH1・L1
ここで，
FH1 ：弁全体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）
M1：弁蓋に発生する曲げモーメント（N･mm）

L1：弁全体長さ（mm） ＝292

CHSd：水平方向の設計震度＝0.61
m1 ：弁の質量（kg）＝31
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH1 ＝31×0.61×9.80665＝185.443 N
M1 ＝185.443×292＝54149.3 N･mm
(a-4-2) フロートガイド(a-4-2-1) 鉛直加速度負荷時
FV2＝m2・CVSd・g
ここで，FV2：フロートガイドに加わる鉛直方向地震荷重（N）
CVSd：鉛直方向の設計震度＝0.43
m2：フロートガイドの質量（kg）＝1.8
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV2＝1.8×0.43×9.80665
6.9.1-(3)-b-21187

＝7.59034 N(a-4-2-2) 水平加速度負荷時
FH2＝m2・CHSd・g
M2＝FH2・L2
ここで，
FH2 ：フロートガイドの最下端に加わる水平方向地震荷重（N）
M2：フロートガイドに発生する曲げモーメント（N･mm）

L2：フロートガイドの長さ（mm） ＝123

CHSd：水平方向の設計震度＝0.61
m2 ：フロートガイドの質量（kg）＝1.8
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH2 ＝1.8×0.61×9.80665＝10.7677 N
M2 ＝10.7677×123＝1324.42 N･mm
(a-4-3) 弁蓋ボルト(a-4-3-1) 鉛直加速度負荷時
弁全体の常時荷重 W1 及び弁蓋に加わる鉛直方向荷重 FV1 が作用する。
(a-4-3-2) 水平加速度負荷時
弁全体の最下端に加わる水平方向地震荷重 FH1 が作用する。

6.9.1-(3)-b-22

188

(ロ) 各部の応力計算(a-1) 弁蓋の発生応力
σV1＝

FV1＋Pt・A2
A1

ここで，
σV1：弁蓋に加わる圧縮応力（MPa）
FV1：弁蓋に加わる鉛直方向荷重（N）＝0（鉛直方向の設計震度が 1 以下の場合は弁の浮上がりが起こらないことから考慮しない。）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.226359
A1：弁蓋の断面積（mm2）＝2.234×103
A2：突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.478×104
圧縮応力 σV1＝（0.226359×1.478×104）/（2.234×103）＝1.49757 MPa＝2 MPa

σH1＝

M1・D3/2
I1

ここで，σH1 ：弁蓋に加わる曲げ応力（MPa）
M1：弁蓋に発生する曲げモーメント（N･mm）＝54149.3

I1：弁蓋の断面二次モーメント（mm4）＝1.76515×106

D3：弁蓋の外径（mm）＝88
曲げ応力 σH1＝（54149.3×（88/2））/(1.76515×106)＝1.34978 MPa＝2 MPa
組合せ応力 σV1＋σH1＝2＋2＝4 MPa(a-2) フロートガイドの発生応力
σV2＝

FV2＋Pt・A4
A3

ここで，
σV2：フロートガイドに加わる圧縮応力（MPa）
FV2：フロートガイドに加わる鉛直方向荷重（N）＝0（鉛直方向の設計震度が 1 以下の場合は弁の浮上がりが起こらないことから考慮しない。）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.226359
6.9.1-(3)-b-23

189

A3：フロートガイドの断面積（mm2）＝5.561×102
A4：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.595×103
圧縮応力 σV2＝（0.226359×1.595×103）/（5.561×102）＝0.649240 MPa＝1 MPa

σH2＝

M2・D4/2
I2

ここで，σH2 ：フロートガイドに加わる曲げ応力（MPa）
M2：フロートガイドに発生する曲げモーメント（N･mm）＝1324.42

I2：フロートガイドの断面二次モーメント（mm4）＝2.42582×105

D4：フロートガイドの外径（mm）＝62
曲げ応力 σH2＝（1324.42×（62/2））/(2.42582×105)＝0.169250 MPa＝1 MPa
組合せ応力 σV2＋σH2＝1＋1＝2 MPa(a-3) 弁蓋ボルトの発生応力
σV3＝

FV1＋Pt・A6
A5・n

ここで，
σV3：弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力（MPa）
FV1：弁蓋に加わる鉛直方向荷重（N）＝0（鉛直方向の設計震度が 1 以下の場合は弁の浮上がりが起こらないことから考慮しない。）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.226359
A5：弁蓋ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
A6：突き上げ津波荷重が弁蓋ボルトに作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝A2＝1.478×104
n：弁蓋ボルトの本数（本）＝8
弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力σV3＝（0.226359×1.478×104）/（2.011×102×8）＝2.07955 MPa＝3 MPa

6.9.1-(3)-b-24

190

τ 1＝

FH1
A5・n

ここで，
τ1：弁蓋ボルトのねじ部に加わるせん断応力（MPa）
FH1 ：弁全体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）＝185.443
A5：弁蓋ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
n：弁蓋ボルトの本数（本）＝8
せん断応力 τ1＝（185.443）/（2.011×102×8）＝0.115267 MPa＝1 MPa

σV4＝

FH1・L1
DP・A5

ここで，
σV4：モーメントにより弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力（MPa）
FH1 ：弁全体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）＝185.443
L1：弁全体長さ（mm） ＝292

DP：弁蓋ボルトのピッチサークル＝200
A5：弁蓋ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
モーメントにより弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力σV4＝（185.443×292）/（200×2.011×102）＝1.34632 MPa＝2 MPa
弁蓋ボルトの引張応力 σV3＋σV4＝3＋2＝5 MPa

6.9.1-(3)-b-25

191

ニ. 敷地に遡上する津波時敷地に遡上する津波時の応力算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3-別添
3-2-5-2 取水ピット空気抜き配管逆止弁の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は以下のとおりとする。
Pt＝（ρｏ・g・ｈ＋1/2・CD・ρｏ・U2）/106
ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）
ρｏ：海水の密度（kg/m3）
2

＝1030

g：重力加速度（m/s ）＝9.80665

h：津波荷重水位（m）

＝26.0

CD

：抗力係数

＝2.01

U：流速（m/s）

＝2.0

以上より，
Pt

＝（1030×9.80665×26.0＋1/2×2.01×1030×2.0２）/106＝0.266762 MPa

6.9.1-(3)-b-26

192

(ロ) 各部の応力計算(a-1) 弁蓋の発生応力
σt1＝

Pt・A2
A1

ここで，
σt1：弁蓋に加わる圧縮応力（MPa）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.266762
図 6.9.1-(3)-b-6 に示す構造図から，突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面の直径 D1，弁蓋の外径 D3 及び弁蓋の内径 d3 をそれぞれ
以下のとおりとする。
D1：突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面の直径（mm）＝154
D3：弁蓋の外径（mm）＝88
d3：弁蓋の内径（mm）＝70
突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面の直径Ｄ1

弁蓋の外径Ｄ3

弁蓋の内径 d3

弁蓋の
断面積Ａ１

突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる
受圧面積Ａ２

図 6.9.1-(3)-b-6 取水ピット空気抜き配管逆止弁の弁蓋の受圧面の寸法図
A2：突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.478×104
A2 ＝（1542－702）×π/4＝14778.0 mm2 ＝1.478×104 mm2
A1：弁蓋の断面積（mm2）＝2.234×103
A1 ＝（882－702）×π/4＝2233.67 mm2 ＝2.234×103 mm2
圧縮応力 σt1＝（0.266762×1.478×104）/（2.234×103）＝1.76488 MPa＝2 MPa
6.9.1-(3)-b-27

193

(a-2) フロートガイドの発生応力
σt2＝

Pt・A4
A3

ここで，
σt2：フロートガイドに加わる圧縮応力（MPa）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.266762
図 6.9.1-(3)-b-5 に示す寸法図から，フロートガイドの外径 D2，フロートガイドの内径 d2，突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の直径及び突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の内径をそれぞれ以下のとおりとする。
D4：フロートガイドの外径（mm）＝62
d4：フロートガイドの内径（mm）＝56
D2：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の直径（mm）＝135.7
d2：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の内径（mm）＝128

フロートガイドの内径 d4

フロートガイドの断面積 A3

突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の内径 d2

フロートガイドの外径 D4
突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面の直径 D2
突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる
受圧面積 A4

図 6.9.1-(3)-b-5 取水ピット空気抜き配管逆止弁のフロートガイド構造図
A3：フロートガイドの断面積（mm2）＝5.561×102
A3 ＝（622－562）×π/4＝556.061 mm2 ＝5.561×102 mm2
A4：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.595×103
A4 ＝（135.72－1282）×π/4＝1594.74 mm2 ＝1.595×103 mm2
6.9.1-(3)-b-28

194

圧縮応力 σt2＝（0.266762×1.595×103）/（5.561×102）＝0.765123 MPa＝1 MPa(a-3) 弁蓋ボルトの発生応力
σt3＝

Pt・A6
A5・n

ここで，
σt3：弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力（MPa）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.266762
A5：弁蓋ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
呼び径 16mm のボルトの断面積であるため
A5＝162×π/4＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2
A6：突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝A2＝1.478×104
n：弁蓋ボルトの本数（本）＝8
弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力 σt3＝（0.266762×1.478×104）/（2.011×102×8）＝2.45073 MPa＝3 MPa(a-4) フロートに発生する圧力
波圧によりフロートに発生する圧力 Pw は突き上げ津波荷重 Pt の算出結果をもとに設定する。突き上げ津波荷重 Pt は以下のとおりである。
Pt＝0.266762（MPa）
上記の算出結果を踏まえ，波圧によりフロートに発生する圧力 Pw を 0.3（MPa）とする。

6.9.1-(3)-b-29

195

ホ. 敷地に遡上する津波＋Sd 地震時
敷地に遡上する津波＋Sd 地震時の応力算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3-別添 3-2-5-2 取水ピット空気抜き配管逆止弁の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は「ニ. 敷地に遡上する津波時」にて示したとおりとする。
(a-4) Sd 地震荷重
応力評価に用いる弾性設計用地震動 Sd による設計震度は「ハ. 基準津波＋Sd 地震時」にて示した通りとする。

6.9.1-(3)-b-30

196

(a-4-1) 弁蓋(a-4-1-1) 鉛直加速度負荷時
FV1＝m1・CVSd・g
ここで，
FV1：弁蓋に加わる鉛直方向地震荷重（N）
CVSd：鉛直方向の設計震度＝0.43
m1：弁の質量（kg）＝31
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV1＝31×0.43×9.80665＝130.722 N(a-4-1-2) 水平加速度負荷時
FH1＝m1・CHSd・g
M1＝FH1・L1
ここで，
FH1 ：弁全体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）
M1：弁蓋に発生する曲げモーメント（N･mm）

L1：弁全体長さ（mm） ＝292

CHSd：水平方向の設計震度＝0.61
m1 ：弁の質量（kg）＝31
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH1 ＝31×0.61×9.80665＝185.443 N
M1 ＝185.443×292＝54149.3 N･mm
(a-4-2) フロートガイド(a-4-2-1) 鉛直加速度負荷時
FV2＝m2・CVSd・g
ここで，FV2：フロートガイドに加わる鉛直方向地震荷重（N）
CVSd：鉛直方向の設計震度＝0.43
m2：フロートガイドの質量（kg）＝1.8
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV2＝1.8×0.43×9.80665＝7.59034 N

6.9.1-(3)-b-31

197

(a-4-2-2) 水平加速度負荷時
FH2＝m2・CHSd・g
M2＝FH2・L2
ここで，
FH2 ：フロートガイドの最下端に加わる水平方向地震荷重（N）
M2：フロートガイドに発生する曲げモーメント（N･mm）

L2：フロートガイドの長さ（mm） ＝123

CHSd：水平方向の設計震度＝0.61
m2 ：フロートガイドの質量（kg）＝1.8
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH2 ＝1.8×0.61×9.80665＝10.7677 N
M2 ＝10.7677×123＝1324.42 N･mm
(a-4-3) 弁蓋ボルト(a-4-3-1) 鉛直加速度負荷時
弁全体の常時荷重 W1 及び弁蓋に加わる鉛直方向荷重 FV1 が作用する。
(a-4-3-2) 水平加速度負荷時
弁全体の最下端に加わる水平方向地震荷重 FH1 が作用する。

6.9.1-(3)-b-32

198

(ロ) 各部の応力計算(a-1) 弁蓋の発生応力
σV1＝

FV1＋Pt・A2
A1

ここで，
σV1：弁蓋に加わる圧縮応力（MPa）
FV1：弁蓋に加わる鉛直方向荷重（N）＝0（鉛直方向の設計震度が 1 以下の場合は弁の浮上がりが起こらないことから考慮しない。）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.266762
A1：弁蓋の断面積（mm2）＝2.234×103
A2：突き上げ津波荷重が弁蓋に作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.478×104
圧縮応力 σV1＝（0.266762×1.478×104）/（2.234×103）＝1.76488 MPa＝2 MPa

σH1＝

M1・D3/2
I1

ここで，σH1 ：弁蓋に加わる曲げ応力（MPa）
M1：弁蓋に発生する曲げモーメント（N･mm）＝54149.3

I1：弁蓋の断面二次モーメント（mm4）＝1.76515×106

D3：弁蓋の外径（mm）＝88
曲げ応力 σH1＝（54149.3×（88/2））/(1.76515×106)＝1.34978 MPa＝2 MPa
組合せ応力 σV1＋σH1＝2＋2＝4 MPa(a-2) フロートガイドの発生応力
σV2＝

FV2＋Pt・A4
A3

ここで，
σV2：フロートガイドに加わる圧縮応力（MPa）
FV2：フロートガイドに加わる鉛直方向荷重（N）＝0（鉛直方向の設計震度が 1 以下の場合は弁の浮上がりが起こらないことから考慮しない。）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.266762
6.9.1-(3)-b-33

199

A3：フロートガイドの断面積（mm2）＝5.561×102
A4：突き上げ津波荷重がフロートガイドに作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝1.595×103
圧縮応力 σV2＝（0.266762×1.595×103）/（5.561×102）＝0.765123 MPa＝1 MPa

σH2＝

M2・D4/2
I2

ここで，σH2 ：フロートガイドに加わる曲げ応力（MPa）
M2：フロートガイドに発生する曲げモーメント（N･mm）＝1324.42

I2：フロートガイドの断面二次モーメント（mm4）＝2.42582×105

D4：フロートガイドの外径（mm）＝62
曲げ応力 σH2＝（1324.42×（62/2））/(2.42582×105)＝0.169250 MPa＝1 MPa
組合せ応力 σV2＋σH2＝1＋1＝2 MPa(a-3) 弁蓋ボルトの発生応力
σV3＝

FV1＋Pt・A6
A5・n

ここで，
σV3：弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力（MPa）
FV1：弁蓋に加わる鉛直方向荷重（N）＝0（鉛直方向の設計震度が 1 以下の場合は弁の浮上がりが起こらないことから考慮しない。）
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）＝0.266762
A5：弁蓋ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
A6：突き上げ津波荷重が弁蓋ボルトに作用する評価に用いる受圧面積（mm2）＝A2＝1.478×104
n：弁蓋ボルトの本数（本）＝8
弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力σV3＝（（0.266762×1.478×104）/（2.011×102×8）＝2.45073 MPa＝3 MPa

6.9.1-(3)-b-34

200

τ 1＝

FH1
A5・n

ここで，
τ1：弁蓋ボルトのねじ部に加わるせん断応力（MPa）
FH1 ：弁全体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）＝185.443
A5：弁蓋ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
n：弁蓋ボルトの本数（本）＝8
せん断応力 τ1＝（185.443）/（2.011×102×8）＝0.115267 MPa＝1 MPa

σV4＝

FH1・L1
DP・A5

ここで，
σV4：モーメントにより弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力（MPa）
FH1 ：弁全体の最下端に加わる水平方向地震荷重（N）＝185.443
L1：弁全体長さ（mm） ＝292

DP：弁蓋ボルトのピッチサークル＝200
A5：弁蓋ボルトのねじ部の断面積（mm2）＝2.011×102
モーメントにより弁蓋ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力σV4＝（185.443×292）/（200×2.011×102）＝1.34632 MPa＝2 MPa
弁蓋ボルトの引張応力 σV3＋σV4＝3＋2＝5 MPa

6.9.1-(3)-b-35

201

(d) 許容応力
許容応力は，供用状態 C(許容応力状態ⅢAS)として設定する。
イ. ボルト以外の許容応力
温度 40℃における SCS16A の許容引張応力を S1，SUS316L の許容引張応力を S2 とすると JSME S NC1-2005/2007 付録材料図表 Part5 表 5 より，S1 及び S2 は以下のとおりである。
S1＝120 MPa （SCS16A）
S2＝111 MPa （SUS316L）
弁蓋の材質：SCS16A
フロートガイドの材質：SUS316L(イ) 基準津波時，Sｓ地震時，基準津波＋Sd 地震時，敷地に遡上する津波時(a-1) 弁蓋の許容圧縮応力，許容曲げ応力及び組合せ応力
1.2・S1 ＝1.2×120＝144 MPa(a-2) フロートガイドの許容圧縮応力，許容曲げ応力及び組合せ応力
1.2・S2 ＝1.2×111＝133 MPa6.9.1-(3)-b-36

202

ロ. ボルトの許容応力
温度 40℃における SUS316L の設計降伏点 Sy 及び設計引張強さ Su は，JSMES NC1-

2005/2007 付録材料図表 Part5 表 8 及び表 9 より以下のとおりである。
Sy＝175MPa（JSMES NC1-2005/2007 付録材料図表

Part5 表 8 による。
）

Su＝480MPa（JSMES NC1-2005/2007 付録材料図表

Part5 表 9 による。
）

許容応力算定用基準値

F ＝min〔Sy，0.7・Su〕＝min〔175，0.7×480〕＝min〔175，336〕＝175 MPa(イ) 基準津波時，敷地に遡上する津波時
許容引張応力1.5・ft＝（F/2）・1.5＝（175/2）×1.5＝130 MPa(ロ) Ss 地震時，基準津波＋Sd 地震時，敷地に遡上する津波＋Sd 地震時(a-1) 許容引張応力1.5・ft ＝（F/2）・1.5＝（175/2）×1.5＝130 MPa(a-2) 許容せん断応力

1.5・fs ＝{F/（1.5・√3）}・1.5＝{175/（1.5×√3）}×1.5＝67×1.5＝100 MPa(a-3) 組合せ応力
組合せ応力の許容応力として，せん断応力と引張応力を同時に受ける基礎ボ
ルトの許容引張応力を求める。
ボルトに作用するせん断応力

τ＝1 MPa

1.5・fts1＝1.4・（1.5・ft0）－1.6・τ
＝1.4×130－1.6×1＝180 MPa
ここで，1.5・ft0＝（F/2）・1.5＝（175/2）×1.5＝130 MPa

1.5・fts2＝1.5・ft0
6.9.1-(3)-b-37

203

＝130 MPa
以上より，
1.5・fts＝Min（1.5・fts1，1.5・fts2）＝Min（180，130）＝130 MPa6.9.1-(3)-b-38

204

(e) 応力評価結果
イ. 基準津波時
基準津波時の評価結果を表 6.9.1-(3)-b-3 に示す。
表 6.9.1-(3)-b-3 基準津波時の応力評価結果（弁蓋，フロートガイド及び弁蓋ボルト）
発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

圧縮

2

144

OK

フロートガイド

圧縮

1

133

OK

弁蓋ボルト

引張

3

130

OK

ロ.

部位

評価応力

弁蓋

Ss 地震時Ss 地震時の評価結果を表 6.9.1-(3)-b-4 に示す。

表 6.9.1-(3)-b-4 Ss 地震時の評価結果（弁蓋，フロートガイド及び弁蓋ボルト）
部位

発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

1

144

OK

3

144

OK

4

144

OK

引張

1

133

OK

曲げ

1

133

OK

組合せ＊1

2

133

OK

引張＊2

4

130＊3

OK

せん断

1

100

OK

評価応力
引張

弁蓋

曲げ
組合せ

フロートガイド＊1

弁蓋ボルト

注記 ＊1：圧縮（σｔ）＋曲げ（σｂ）は，σｔ＋σｂ≦1.2S で評価＊2：弁蓋ボルトの引張応力は，σbH＋σbV＊3：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔo－1.6・τ，ƒｔo]より算出

6.9.1-(3)-b-39

205

ハ. 基準津波＋Sd 地震時
基準津波＋Sd 地震時の評価結果を表 6.9.1-(3)-b-5 に示す。
表 6.9.1-(3)-b-5 基準津波＋Sd 地震時の評価結果（弁蓋，フロートガイド及び弁蓋ボルト）
部位

発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

圧縮

2

144

OK

曲げ

2

144

OK

組合せ＊1

4

144

OK

圧縮

1

133

OK

曲げ

1

133

OK

組合せ＊1

2

133

OK

引張＊2

5

130＊3

OK

せん断

1

100

OK

評価応力

弁蓋

フロートガイド

弁蓋ボルト

注記 ＊1：圧縮（σＶ）＋曲げ（σＨ）は，σＶ＋σＨ≦1.2S で評価＊2：弁蓋ボルトの引張応力は，σV3＋σV4＊3：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔo－1.6・τ，ƒｔo]より算出
ニ. 敷地に遡上する津波時敷地に遡上する津波時の評価結果を表 6.9.1-(3)-b-6 に示す。
表 6.9.1-(3)-b-6 敷地に遡上する津波時の応力評価結果（弁蓋，フロートガイド及び弁蓋ボルト）
発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

圧縮

2

144

OK

フロートガイド

圧縮

1

133

OK

弁蓋ボルト

引張

3

130

OK

部位

評価応力

弁蓋

6.9.1-(3)-b-40

206

ホ. 敷地に遡上する津波＋Sd 地震時
敷地に遡上する津波＋Sd 地震時の評価結果を表 6.9.1-(3)-b-7 に示す。
表 6.9.1-(3)-b-7 敷地に遡上する津波＋Sd 地震時の評価結果（弁蓋，フロートガイド及び弁蓋ボルト）
部位

発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

2

144

OK

2

144

OK

4

144

OK

1

133

OK

1

133

OK

2

133

OK

引張＊2

5

130＊3

OK

せん断

1

100

OK

評価応力
圧縮

弁蓋

曲げ
組合せ

＊1

圧縮
フロートガイド

曲げ
組合せ

＊1

弁蓋ボルト

注記 ＊1：圧縮（σＶ）＋曲げ（σＨ）は，σＶ＋σＨ≦1.2S で評価＊2：弁蓋ボルトの引張応力は，σV3＋σV4＊3：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔo－1.6・τ，ƒｔo]より算出

6.9.1-(3)-b-41

207

6.10.2 取水ピット水位計及び潮位計の設計に関する補足説明
6.10.2.1 概要
本資料は，津波監視設備のうち取水ピット水位計及び潮位計の耐震計算の詳細について説明するものである。耐震計算に当たっては，添付書類「Ⅴ-2-1-9 機能維持の基本方針」にて設定している構造強度及び機能維持の設計方針に基づき，強度計算に当たっては，添付書類「Ⅴ-3-別添 3-1 津波への配慮が必要な施設の強度計算の方針」にて設定している構造強度
及び機能維持の設計方針に基づき，取水ピット水位計及び潮位計の耐震計算書及び強度計算書に示した評価について補足するものである。対象となる取水ピット水位計及び潮位計の配置を図 6.10.2-1 に示す

6.10.2-1

208図 6.10.2-1 津波監視設備配置図

6.10.2-2

209

6.10.2.2 取水ピット水位計の設計に関する補足説明
a.一般事項
図6.10.2-2に取水ピット水位計の概略構造図を示す。
平面

躯体

側面

正面
取付ボルト

検出器本体

躯体

躯体

取水ピット水位計検出器取付座

図6.10.2-2 取水ピット水位計の概略構造図
b.評価条件＜設計震度＞
設置場所（海水ポンプ室）の最大震度を適用する。
Ｓｄ 水平方向震度（ＣＨ）:0.61
鉛直方向震度（ＣＶ）:0.43
ＳＳ 水平方向震度（ＣＨ）:1.10
鉛直方向震度（ＣＶ）:1.03
静的震度 水平方向震度（3.6・Ｃｉ）:0.58
鉛直方向震度（1.2・ＣＶ） :0.29＜雰囲気温度＞
40℃ （屋外）＜津波荷重水位＞
取水ピット水位計の津波荷重水位は添付書類「Ⅴ-1-1-2-2-3

入力津波の設定」にて設定している取水ピットの入力津波高さを元に設定する。
基準津波：T.P + 22 m

敷地に遡上する津波：T.P + 26 m
6.10.2-3210c.固有周期
取水ピット水位計の固有周期は，振動試験装置による共振検索試験にて求める。結果，固有周期は 0.05 秒以下であることを確認したため剛である。
d.応力計算＜耐震評価＞①引張応力
取付ボルトに作用する引張力Ｆｂ

Ｆ ｂ＝

ｍ・CH・ｈ・g－ｍ・（1－ＣＶ）
・ 2・g
ｎf ・
（ 1＋ 2）=(17.2×9.80665×1.10×183-17.2×9.80665×(1-1.03) ×110.9))/(2×(110.9+110.9))=77.80733=77.81 (N)取付ボルトに作用する引張応力σｂ
σ ｂ＝

Ｆｂ
Ａｂ

=77.81/201.1=0.3869219=1 (MPa)②せん断応力取付ボルトに作用するせん断力Ｑｂ
Ｑｂ＝ｍ・ＣＨ・g=17.2×1.10×9.80665=185.5418=185.5 (N)取付ボルトに作用するせん断応力τｂ
τ ｂ=

Ｑｂ
ｎ・Ａｂ

=185.5/(8×201.1)=0.1153=1 (MPa)③F 値
設計温度における使用部材の設計降伏点Ｓｙと設計引張強さＳｕは 2005 設計・建設規格第Ⅰ編

付録図表 Part5 表 8,表 9 より
6.10.2-4

211

40℃における Sy=235
40℃における Su=400
F=Min(Sy,0.7Su)=Min(235,0.7×400)=Min(235,280)=235 MPa④許容引張応力許容引張応力 fｔｓ

fｔｓ=Min(1.4×fｔｏ-1.6×τb, fｔｏ)
fｔｏ=F/2×1.5=235/2×1.5=176.25=176 (MPa)

fｔｓ=Min(1.4×176-1.6×1,176)=Min(244,176)=176 MPa⑤許容せん断応力
許容せん断応力 fｓｂ

fｓｂ=F/(1.5×√3)×1.5=235/(1.5×√3)×1.5=135.677313=135 MPa⑥耐震評価結果
取水ピット水位計の耐震評価結果を表 6.10.2-1 に示す。
表 6.10.2-1 取水ピット水位計の耐震評価結果
部位
取付ボルト

評価応力

発生応力

許容応力

判定

(MPa)

(MPa)

発生応力≦許容応力

*

OK
OK

引張

1

176

せん断

1

135

注記 ＊：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔｏ－1.6・τｂ， ƒｔｏ]より算出＜強度評価（基準津波と余震による重畳時）＞①突き上げ津波荷重(Ｐｔ)
取水ピット水位計に作用する突き上げ津波荷重(Ｐｔ)Pt＝・g・Th・A1+0.5・CD・ ・A1・U2
106

6.10.2-5212なお，抗力係数（CD）は日本港湾協会 港湾の施設の技術上の基準・同解説の値を使用する。流れ方向の物体の投影面積Ａ1は次式にて求める。
A1＝

1
2

・π

=(168/2)2×π=22167.07=22170 (mm2)
Ｐｔ=(1030×9.80665×22×22170+0.5×1.2×1030×22170×22)/106=4981.892575=4982 (N)
②引張応力
取付ボルトに作用する引張力Ｆｂ
Ｆ ｂ＝ｍ・ＣＨ・ｈ・g－ｍ・（1－ＣＶ）
・ 1・g＋Ｐｔ・ 2
ｎf ・（ 1＋ 2）=(17.2×9.80665×0.61×183-17.2×9.80665×(1-0.43) ×110.9+4982×110.9))/(2×(110.9+110.9))=1263.910071=1264 (N)取付ボルトに作用する引張応力σｂ
σ ｂ＝

Ｆｂ
Ａｂ

=1264/201.1=6.28543=7 (MPa)③せん断応力取付ボルトに作用するせん断力Ｑｂ
Ｑｂ＝ｍ・ＣＨ・g=17.2×0.61×9.80665=102.89137=102.9 (N)取付ボルトに作用するせん断応力τｂ
τ ｂ=

Ｑｂ
ｎ・Ａｂ
6.10.2-6213

=102.9/(8×201.1)=0.06396=1 (MPa)④F 値
設計温度における使用部材の設計降伏点Ｓｙと設計引張強さＳｕは 2005 設計・建設規格第Ⅰ編

付録図表 Part5 表 8,表 9 より40℃におけるＳｙ=235
40℃におけるＳｕ=400

F=Min(Sy,0.7Su)=Min(235,0.7×400)=Min(235,280)=235 MPa⑤許容引張応力許容引張応力 fｔｓ

fｔｓ=Min(1.4×fｔｏ-1.6×τb, fｔｏ)
fｔｏ=F/2×1.5=235/2×1.5=176.25=176 (MPa)

fｔｓ=Min(1.4×176-1.6×1,176)=Min(244,176)=176 MPa⑥許容せん断応力
許容せん断応力 fｓｂ

fｓｂ=F/(1.5×√3)×1.5=235/(1.5×√3)×1.5=135.677313=135 MPa

6.10.2-7214

⑦強度評価結果
取水ピット水位計の強度評価結果を表 6.10.2-2 に示す。
表 6.10.2-2 取水ピット水位計の強度評価結果（基準津波と余震による重畳時）
部位

発生応力

許容応力

判定

(MPa)

(MPa)

発生応力≦許容応力

引張

7

176*

OK

せん断

1

135

OK

評価応力

取付ボルト

注記 ＊：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔｏ－1.6・τｂ， ƒｔｏ]より算出＜強度評価（敷地に遡上する津波と余震による重畳時）＞①突き上げ津波荷重(Ｐｔ)
取水ピット水位計に作用する突き上げ津波荷重(Ｐｔ)Pt＝・g・Th・A1+0.5・CD・ ・A1・U2
106

なお，抗力係数（CD）は日本港湾協会 港湾の施設の技術上の基準・同解説の値を使用する。流れ方向の物体の投影面積Ａ1は次式にて求める。
A1＝

1
2

・π

=(168/2)2×π=22167.07=22170 (mm2)
Ｐｔ=(1030×9.80665×26×22170+0.5×1.2×1030×22170×22)/106=6020.2867=6020 (N)
②引張応力
取付ボルトに作用する引張力Ｆｂ

Ｆ ｂ＝ｍ・ＣＨ・ｈ・g－ｍ・（1－ＣＶ）
・ 1・g＋Ｐｔ・ 2
ｎf ・（ 1＋ 2）=(17.2×9.80665×0.61×183-17.2×9.80665×(1-0.43) ×110.9+6020×110.9))/(2×(110.9+110.9))=1523.4101=1523 (N)取付ボルトに作用する引張応力σｂ
σ ｂ＝

Ｆｂ
Ａｂ

=1523/201.1
6.10.2-8215

=7.5733=8 (MPa)③せん断応力取付ボルトに作用するせん断力Ｑｂ
Ｑｂ＝ｍ・ＣＨ・g=17.2×0.61×9.80665=102.89137=102.9 (N)取付ボルトに作用するせん断応力τｂ
Ｑｂ
τ ｂ=

ｎ・Ａｂ

=102.9/(8×201.1)=0.06396=1 (MPa)④F 値
設計温度における使用部材の設計降伏点Ｓｙと設計引張強さＳｕは 2005 設計・建設規格第Ⅰ編

付録図表 Part5 表 8,表 9 より40℃におけるＳｙ=235
40℃におけるＳｕ=400

F=Min(Sy,0.7Su)=Min(235,0.7×400)=Min(235,280)=235 MPa⑤許容引張応力許容引張応力 fｔｓ

fｔｓ=Min(1.4×fｔｏ-1.6×τb, fｔｏ)
fｔｏ=F/2×1.5=235/2×1.5=176.25=176 (MPa)

fｔｓ=Min(1.4×176-1.6×1,176)=Min(244,176)

6.10.2-9216

=176 MPa
⑥許容せん断応力
許容せん断応力 fｓｂ

fｓｂ=F/(1.5×√3)×1.5=235/(1.5×√3)×1.5=135.677313=135 MPa⑦強度評価結果
取水ピット水位計の強度評価結果を表 6.10.2-3 に示す。
表 6.10.2-3 取水ピット水位計の強度評価結果（敷地に遡上する津波と余震による重畳時）
部位
取付ボルト

評価応力

発生応力

許容応力

判定

(MPa)

(MPa)

発生応力≦許容応力

*

OK
OK

引張

8

176

せん断

1

135

注記 ＊：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔｏ－1.6・τｂ， ƒｔｏ]より算出

6.10.2-10

2176.10.2.3 潮位計の設計に関する補足説明(1)潮位計（検出器）
a.一般事項
図6.10.2-3に潮位計（検出器）の概略構造図を示す。
正面

側面
取付ボルト

潮位計ガイド管
案内管

基礎ボルト
アンカーサポート

案内板

検出器ホルダ壁
検出器本体

図6.10.2-3 潮位計（検出器）の概略構造図
b.評価条件＜設計震度＞
設置場所（取水路）の最大震度を適用する。
Ｓｄ 水平方向震度（ＣＨ）:0.61
鉛直方向震度（ＣＶ）:0.39
ＳＳ 水平方向震度（ＣＨ）:1.04
鉛直方向震度（ＣＶ）:0.95
静的震度 水平方向震度（3.6・Ｃｉ）:0.58
鉛直方向震度（1.2・ＣＶ） :0.29＜雰囲気温度＞
40℃ （屋外）＜津波荷重水位＞
潮位計（検出器）の津波荷重水位は添付書類「Ⅴ-1-1-2-2-3 入力津波の設定」にて設定している防潮堤前面（敷地前面東側）の入力津波高さを元に設定する。
基準津波：T.P + 20 m

敷地に遡上する津波：T.P + 24 m
6.10.2-11218

c.固有周期の算出＜潮位計ガイド管の固有周期＞
潮位計（検出器）は潮位計ガイド管の内部に設置されるため，潮位計ガイド管全体の固有周期を求める。固有周期の算出では潮位計ガイド管を固定するアンカーサポート４ヶ所のうち，両端２カ所のアンカーサポートにて固定されるものとしてモデル化する。固有周期の計算モデル及び算出式は「JEAG4601-1987 固有周期計算モデルと評価法の例」を参考に用いる。固有周期の計算モデルを図 6.10.2-4 に示す。

アンカー
サポート

h1
h1

壁

Ｙ

壁

Ｚ

図 6.10.2-4 計算モデル

Ｘ

6.10.2-12219

①水平方向（Ｘ方向，Ｚ方向）
Ｘ方向に対する固有周期Ｔ1 を次式で求める。
Ｒ+Ｗ

Ｔ1＝2・π・

103・Ｋ1
Ｘ方向のばね定数Ｋ1 は次式で求める。
1
Ｋ1＝ 2
ｈ1 ・(3・ｈ-ｈ1)
6・Ｅ・Ix+(ｈ-ｈ1)・ｈ1・(ｈ-ｈ1/2)

ｈ1

+

Ｅ・Ix

Ｇ・Ａｓ

ここで
Ｅ：縦弾性係数
Ｉｘ：アンカーサポートの縦方向軸に対する断面二次モーメント
Ａｓ：アンカーサポートの最小有効せん断断面積
Ｇ：せん断弾性係数
ｈ1:取付面からガイド管間距離
ｈ:取付面からガイド管中心間距離
Ｒ:サポート１本当たりで受ける質量
Ｗ: サポート１本当たりの質量ｍ:質量縦弾性係数 E をＪＳＭＥ ＮＣ１ 付録図表 Part6 表 1 より、比例法を用いて求める。
20℃における E：195000 MPa, 50℃における E：193000 MPa
40℃における E=195000+(195000-193000)/(20-50)×(40-20)=194000 (MPa)Ix 及び As を算出するためのモデル図及び諸元を以下に示す。
アンカー

諸元

縦方向軸

サポート

Ａ = 760 mm
B

ａ= 318.5 mm
Ｂ = 580 mm

aA

Ix=(B×(A3-a3)/12=(580×(7603-318.53))/12=19655554430=1.966×1010 (mm4)6.10.2-13220最小有効せん断断面積
As=B×(A-a)=580×(760-318.5)=256070 (mm2)
せん断弾性係数 G=E/(2・(1+ν))
ここでν：ポアソン比
G=194000/(2×(1+0.3))=74615.38462=74600 (MPa)
上記より
K1 = 1/((85.752×(3×245-85.75))/(6×194000×1.966×1010))+((245-85.75)×85.75×(245-85.75/2))/(194000×1.966×1010)+(85.75/(74600×256070))= 184511669.1= 184510000 (N/mm)
T1 = 2×π×√((3750+1360)/(1000×184510000))= 0.00104563= 0.001 (s)Ｚ方向は十分な剛性を有していることから，固有周期の計算を省略する。
②鉛直方向（Ｙ方向）
Ｙ方向の固有周期Ｔ2 は次式で求める。
Ｔ2＝2・π・ｍ
103・Ｋ2

Ｙ方向のばね定数Ｋ2 は次式で求める。
1
Ｋ2＝

ｈ 13
12・Ｅ・Iy

+

ｈ１
Ｇ・Ａｓ

ここで
Ｅ：縦弾性係数Ｉｙ：アンカーサポートの横方向軸に対する断面二次モーメント
Ａｓ：アンカーサポートの最小有効せん断断面積

6.10.2-14

221

Ｇ：せん断弾性係数
ｈ1:取付面からガイド管間距離ｍ:質量Iy 及び As を算出するためのモデル図及び諸元を以下に示す。
アンカーサポート
諸元
B

横方向軸

A = 760 mm
a = 318.5 mm

a

B = 580 mm

A

Iy=((A-a)×B3)/12=((760-318.5) ×5803)/12=7178495667=7.179×109 (mm4)最小有効せん断断面積
As=B×(A-a)=580×(760-318.5)=256070 (mm2)
せん断弾性係数 G=E/(2・(1+ν))
ここでν：ポアソン比
G=194000/(2×(1+0.3))=74615.38462=74600 (MPa)
上記より
K2 = 1/((85.753/((12×194000×7.179×109)+(85.75/(74600×256070)))= 220987303.9= 220990000 (N/mm)
T2 = 2×π×√(7500/(1000×220990000))= 0.001157515= 0.001 (s)③固有値計算結果
検出器を含む潮位計ガイド管全体の固有周期は, 水平方向及び鉛直方向において 0.05 秒以
下であり，剛であることを確認した。
6.10.2-15222

ｄ.応力計算＜耐震評価＞①引張応力
水平方向転倒Ｆｂ1
Ｆｂ1＝ｍ・g・CH・hｎfH・ a＋(1+CV)・hｎfV・ b=7500×9.80665×((1.04×445)/(8×1400)+((1+0.95) ×445)/(4×7294))=5226.6997=5227 (N)
鉛直方向転倒Ｆｂ2
Ｆｂ2＝ｍ・g・CH・ 3＋(1+CV)・h
ｎfV・ b=7500×9.80665×((1.04×7234+(1+0.95) ×445)/(4×7294))=21153.1769=21150(N)
基礎ボルトに作用する引張力Ｆｂ
Ｆｂ＝Max(Ｆb1,Ｆb2)=Max(5227,21150)=21150(N)
基礎ボルトに作用する引張応力σｂ
σ ｂ＝

Ｆｂ
Ａｂ

=21150/1385=15.270=16 (MPa)②せん断応力
水平方向地震力によるせん断力Ｑｂ1
Ｑｂ1＝ ｍ・g・ＣＨ=7500×9.80665×1.04=76491.87=76490(N)
鉛直方向地震力によるせん断力Ｑｂ2
Ｑｂ2＝ ｍ・g・（1＋ＣＶ）=7500×9.80665×(1+0.95)=143422.256
6.10.2-16223

=143400(N)
基礎ボルトに作用するせん断力Ｑｂ
Ｑｂ ＝(Ｑｂ1)2 ＋(Ｑｂ2)2=√(764902+1434002)=162524.7061=162500(N)
基礎ボルトに作用するせん断応力τｂ
τ ｂ=

Ｑｂ
ｎ・Ａｂ

=162500/(32×1385)=3.666516=4 (MPa)③F 値
設計温度における使用部材の設計降伏点Ｓｙと設計引張強さＳｕは 2005 設計・建設規格第Ⅰ編

付録図表 Part5 表 8,表 9 より40℃におけるＳｙ=175
40℃におけるＳｕ=480

F=Min(Sy,0.7Su)=Min(175,0.7×480)=Min(175,336)=175 MPa④許容引張応力許容引張応力 fｔｓ

fｔｓ=Min(1.4×fｔｏ-1.6×τb, fｔｏ)
fｔｏ=F/2×1.5×0.8=175/2×1.5×0.8=105 (MPa)

fｔｓ=Min(1.4×105-1.6×4,105)=Min(140,105)=105 MPa
注：JEAG4601・補－1984 に基づき，後施工アンカの許容応力は 20%低減を考慮する。

6.10.2-17224

⑤許容せん断応力
許容せん断応力 fｓｂ

fｓｂ=F/(1.5×√3)×1.5×0.8=175/(1.5×√3)×1.5×0.8=80.82904=80 MPa
注：JEAG4601・補－1984 に基づき，後施工アンカの許容応力は 20%低減を考慮する。
⑥耐震評価結果
潮位計検出器の耐震評価結果を表 6.10.2-4 に示す。
表 6.10.2-4 潮位計検出器の耐震評価結果
部位
基礎ボルト

発生応力

許容応力

判定

(MPa)

(MPa)

発生応力≦許容応力

引張

16

105*

OK

せん断

4

80

OK

評価応力

注記 ＊：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔｏ－1.6・τｂ， ƒｔｏ]より算出＜強度評価（基準津波と余震による重畳時）＞①遡上津波荷重(Ｐｔ)
潮位計検出器に作用する遡上津波荷重(Ｐｔ)は「防波堤の耐津波設計ガイドライン（国土交通省

港湾局 平成 25 年 9 月）」に示されている津波波力算出式を参考に次式にて求める。

Ｐｔ＝3.0・ρ・ｇ・aI・1.5
入射津波の静水面上高さ aI は次式にて求める。
1aI＝ ・Th
2=0.5×20=10(m)
Ｐｔ=3.0×1030×9.80665×10×1.5=454.5 (kN/m2)=0.4545 (N/mm2)
潮位計ガイド管に作用する揚圧力Ｐｔ´は次式にて求める。
Ｐｔ´=Ｐｔ=0.4545 (N/mm2)

6.10.2-18225

②投影面積潮位計ガイド管の側面投影面積(Ａ1)及び水平投影面積(Ａ2)は次式にて求める。
Ａ1=h・ d=445×8500=3782500=3783000 (mm2)Ａ2=h・ C=445×1500=667500 (mm2)③引張応力
水平転倒Ｆｂ1

Ｆｂ1＝ｍ・g・CH・hｎfH・ a(1+CV)・h＋＋ｎfV・ b

Pt・A1・hｎfH・ a2＋

2

Pt’・A2・hｎfV・ b=7500×9.80665×((0.61×445)/(8×1400)+((1+0.39) ×445)/(4×7294))+√(((0.4545×3783000×445)/(8×1400))2+((0.4545×667500×445)/(4×7294))2)=71812.83=71810 (N)鉛直方向転倒Ｆｂ2

Ｆｂ2＝ｍ・g・CH・ 3＋(1+CV)・h
ｎfV・ b

＋Pt・A1・hｎfH・ a2＋

Pt’・A2・h2ｎfV・ b=7500×9.80665×((0.61×7234+(1+0.39) ×445))/(4×7294)+√(((0.4545×3783000×445)/(8×1400))2+((0.4545×667500×445)/(4×7294))2)=81154.32=81150 (N)
基礎ボルトに作用する引張力Ｆｂ
Ｆｂ＝Max(Ｆb1,Ｆb2)=Max(71810,81150)=81150 (N)

6.10.2-19226基礎ボルトに作用する引張応力σb
σ ｂ＝

Ｆｂ
Ａｂ

=81150/1385=58.592057=59 (MPa)④せん断応力
水平方向地震力及び遡上津波荷重によるせん断力Ｑｂ1
Ｑｂ1＝ ｍ・g・ＣＨ ＋Ｐｔ・Ａ1=7500×9.80665×0.61+0.4545×3783000=1764238.924=1764000 (N)
鉛直方向地震力及び遡上津波荷重によるせん断力Ｑｂ2
Ｑｂ2＝ ｍ・g・（1＋ＣＶ）＋Ｐｔ´・Ａ2=7500×9.80665×(1+0.39)+0.4545×667500=405613.0763=405600 (N)

基礎ボルトに対するせん断力Ｑｂ
Ｑｂ ＝(Ｑｂ1)2 ＋(Ｑｂ2)2=√(17640002+4056002)=1810029.657=1810000 (N)
せん断応力
τ ｂ＝

Ｑｂ
ｎ・Ａｂ

=1810000/(32×1385)=40.83935018=41 (MPa)

6.10.2-20

227

⑤F 値
設計温度における使用部材の設計降伏点Ｓｙと設計引張強さＳｕは 2005 設計・建設規格第Ⅰ編

付録図表 Part5 表 8,表 9 より40℃におけるＳｙ=175
40℃におけるＳｕ=480

F=Min(Sy,0.7Su)=Min(175,0.7×480)=Min(175,336)=175 MPa⑥許容引張応力許容引張応力 fｔｓ

fｔｓ=Min(1.4×fｔｏ-1.6×τb, fｔｏ)
fｔｏ=F/2×1.5×0.8=175/2×1.5×0.8=105 (MPa)

fｔｓ=Min(1.4×105-1.6×41,105)=Min(81,105)=81 MPa
注：JEAG4601・補－1984 に基づき，後施工アンカの許容応力は 20%低減を考慮する。
⑦許容せん断応力
許容せん断応力 fｓｂ

fｓｂ=F/(1.5×√3)×1.5×0.8=175/(1.5×√3)×1.5×0.8=80.82904=80 MPa
注：JEAG4601・補－1984 に基づき，後施工アンカの許容応力は 20%低減を考慮する。
⑧強度評価結果
潮位計検出器の強度評価結果を表 6.10.2-5 に示す。
表 6.10.2-5 潮位計検出器の耐震評価結果（基準津波と余震による重畳時）
部位
基礎ボルト

評価応力

発生応力

許容応力

判定

(MPa)

(MPa)

発生応力≦許容応力

*

OK
OK

引張

59

81

せん断

41

80

注記 ＊：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔｏ－1.6・τｂ， ƒｔｏ]より算出

6.10.2-21228

＜強度評価（敷地に遡上する津波と余震による重畳時）＞①遡上津波荷重(Ｐｔ)
潮位計検出器に作用する遡上津波荷重(Ｐｔ)は「防波堤の耐津波設計ガイドライン（国土交通省

港湾局 平成 25 年 9 月）」に示されている津波波力算出式を参考に次式にて求める。

Ｐｔ＝3.0・ρ・ｇ・aI・1.5
入射津波の静水面上高さ aI は次式にて求める。
1aI＝2・Th=0.5×24=12(m)
Ｐｔ=3.0×1030×9.80665×12×1.5=545.4 (kN/m2)=0.5454 (N/mm2)
潮位計ガイド管に作用する揚圧力Ｐｔ´は次式にて求める。
Ｐｔ´=Ｐｔ=0.5454 (N/mm2)②投影面積
潮位計ガイド管の側面投影面積(Ａ1)及び水平投影面積(Ａ2)は次式にて求める。
Ａ1=h・ d=445×8500=3782500=3783000 (mm2)Ａ2=h・ C=445×1500=667500 (mm2)③引張応力
水平転倒Ｆｂ1

Ｆｂ1＝ｍ・g・CH・hｎfH・ a＋(1+CV)・hｎfV・ b

＋Pt・A1・hｎfH・ a2＋

Pt’・A2・h2ｎfV・ b=7500×9.80665×((0.61×445)/(8×1400)+((1+0.39) ×445)/(4×7294))

6.10.2-22229

+√(((0.5454×3783000×445)/(8×1400))2+((0.5454×667500×445)/(4×7294))2)=85507.01=85510 (N)鉛直方向転倒Ｆｂ2

Ｆｂ2＝ｍ・g・CH・ 3＋(1+CV)・h＋

ｎfV・ b

Pt・A1・hｎfH・ a2＋

Pt’・A2・h2ｎfV・ b=7500×9.80665×((0.61×7234+(1+0.39) ×445))/(4×7294)+√(((0.5454×3783000×445)/(8×1400))2+((0.5454×667500×445)/(4×7294))2)=93754.33=93750 (N)
基礎ボルトに作用する引張力Ｆｂ
Ｆｂ＝Max(Ｆb1,Ｆb2)=Max(85510,93750)=93750 (N)
基礎ボルトに作用する引張応力σb
σ ｂ＝

Ｆｂ
Ａｂ

=93750/1385=67.68953=68 (MPa)④せん断応力
水平方向地震力及び遡上津波荷重によるせん断力Ｑｂ1
Ｑｂ1＝ ｍ・g・ＣＨ ＋Ｐｔ・Ａ1=7500×9.80665×0.61+0.5454×3783000=2108113.624=2108000 (N)
鉛直方向地震力及び遡上津波荷重によるせん断力Ｑｂ2
Ｑｂ2＝ ｍ・g・（1＋ＣＶ）＋Ｐｔ´・Ａ2=7500×9.80665×(1+0.39)+0.5454×667500

6.10.2-23230

=466288.826=466300 (N)

基礎ボルトに対するせん断力Ｑｂ(Ｑｂ1)2 ＋(Ｑｂ2)2

Ｑｂ ＝=√(21080002+4663002)=2158958.01=2159000 (N)
せん断応力
τ ｂ＝

Ｑｂ
ｎ・Ａｂ

=2159000/(32×1385)=48.7139=49 (MPa)⑤F 値
設計温度における使用部材の設計降伏点Ｓｙと設計引張強さＳｕは 2005 設計・建設規格第Ⅰ編

付録図表 Part5 表 8,表 9 より40℃におけるＳｙ=175
40℃におけるＳｕ=480

F=Min(Sy,0.7Su)=Min(175,0.7×480)=Min(175,336)=175 MPa⑥許容引張応力許容引張応力 fｔｓ

fｔｓ=Min(1.4×fｔｏ-1.6×τb, fｔｏ)
fｔｏ=F/2×1.5×0.8=175/2×1.5×0.8=105 (MPa)

fｔｓ=Min(1.4×105-1.6×49,105)=Min(69,105)=69 MPa
注：JEAG4601・補－1984 に基づき，後施工アンカの許容応力は 20%低減を考慮する。

6.10.2-24

231

⑦許容せん断応力
許容せん断応力 fｓｂ

fｓｂ=F/(1.5×√3)×1.5×0.8=175/(1.5×√3)×1.5×0.8=80.82904=80 MPa
注：JEAG4601・補－1984 に基づき，後施工アンカの許容応力は 20%低減を考慮する⑧強度評価結果
潮位計検出器の強度評価結果を表 6.10.2-6 に示す。
表 6.10.2-6 潮位計検出器の耐震評価結果（敷地に遡上する津波と余震による重畳時）
部位
基礎ボルト

発生応力

許容応力

判定

(MPa)

(MPa)

発生応力≦許容応力

引張

68

69*

OK

せん断

49

80

OK

評価応力

注記 ＊：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔｏ－1.6・τｂ， ƒｔｏ]より算出

6.10.2-25232(2)潮位計（潮位監視盤）
a.一般事項
図6.10.2-5に潮位計（潮位監視盤）の概略構造図を示す。

壁

上面

正面

側面

潮位監視盤
基礎ボルト

壁

図6.10.2-5 潮位計（潮位監視盤）の概略構造図
b.評価条件＜設計震度＞
壁掛形の盤なので設置場所（中央制御室）上階の最大震度を適用する。
ＳＳ 水平方向震度（ＣＨ）:1.55
鉛直方向震度（ＣＶ）:1.17＜雰囲気温度＞
40℃ （中央制御室）
c.固有周期潮位計（潮位監視盤）の固有周期は，振動試験装置による共振検索試験にて求める。結果，固有周期は 0.05 秒以下であることを確認したため剛である。

6.10.2-26

233

d.応力計算＜耐震評価＞①引張応力
水平方向転倒Ｆｂ1
Ｆｂ1＝ｍ・（1＋Cv）・ｈ・g
ｎfV・ 2＋ｍ・CH・ｈ・g
ｎfH・ 3=(310×(1+1.17) ×237×9.80665)/(2×1050)+(310×1.55×237×9.80665)/(3×686)=1287.157607=1287 (N)
鉛直方向の引張力Ｆｂ2
Ｆｂ2＝

ｍ・（1＋Cv）・ｈ・g＋ｍ・CH・ 1・g
ｎfV・ 2=(310×(1+1.17) ×237×9.80665+310×1.55×225×9080665)/(2×1050)=1249.378417=1249(N)
基礎ボルトに作用する引張力Ｆｂ
Ｆｂ＝Max(Ｆb1,Ｆb2)=Max(1287,1249)=1287(N)
基礎ボルトに作用する引張応力σｂ
σ ｂ＝

Ｆｂ
Ａｂ

=1287/201.1=6.399801=7 (MPa)②せん断応力
水平方向地震力によるせん断力Ｑｂ1
Ｑｂ1＝ ｍ・g・ＣＨ=310×9.80665×1.55=4712.095325=4712(N)
鉛直方向地震力によるせん断力Ｑｂ2
Ｑｂ2＝ ｍ・g・（1＋ＣＶ）

6.10.2-27234

=310×9.80665×(1+1.17)=6596.933455=6597(N)取付ボルトに作用するせん断力Ｑｂ
Ｑｂ ＝(Ｑｂ1)2 ＋(Ｑｂ2)2=√(47122+65972)=8106.994079=8107(N)取付ボルトに作用するせん断応力τｂ
Ｑｂ

τ ｂ=

ｎ・Ａｂ

=8107/(6×201.1)=6.718879=7 (MPa)③F 値
設計温度における使用部材の設計降伏点Ｓｙと設計引張強さＳｕは 2005 設計・建設規格第Ⅰ編

付録図表 Part5 表 8,表 9 より40℃におけるＳｙ=235
40℃におけるＳｕ=400

F=Min(Sy,0.7Su)=Min(235,0.7×400)=Min(235,280)=235 MPa④許容引張応力許容引張応力 fｔｓ

fｔｓ=Min(1.4×fｔｏ-1.6×τb, fｔｏ)
fｔｏ=F/2×1.5×0.8=235/2×1.5×0.8=141 (MPa)

fｔｓ=Min(1.4×141-1.6×7,141)=Min(186,141)=141 MPa
注：JEAG4601・補－1984 に基づき，後施工アンカの許容応力は 20%低減を考慮する。

6.10.2-28

235

⑤許容せん断応力
許容せん断応力 fｓｂ

fｓｂ=F/(1.5×√3)×1.5×0.8=235/(1.5×√3)×1.5×0.8=108.5419=108 MPa
注：JEAG4601・補－1984 に基づき，後施工アンカの許容応力は 20%低減を考慮する。
⑥耐震評価結果
潮位計（潮位監視盤）の耐震評価結果を表 6.10.2-7 に示す。
表 6.10.2-7 潮位計（潮位監視盤）の耐震評価結果
部位
基礎ボルト

発生応力

許容応力

判定

(MPa)

(MPa)

発生応力≦許容応力

引張

7

141*

OK

せん断

7

108

OK

評価応力

注記 ＊：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔｏ－1.6・τｂ， ƒｔｏ]より算出

6.10.2-29

236