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
目次(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.

貫通部止水処置の設計に関する補足説明

6.9.1-目-1

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(1) 概要本資料は，浸水防護施設のうち浸水防止蓋，水密ハッチ，水密扉，逆止弁及び貫通部止水処置の耐震計算及び強度計算の詳細について説明するものであり，耐震計算に当たっては，添付資料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，添付資料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，浸水防護施設のうち浸水防止蓋，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配置を図 6.9.1-1 に示す。対象となる
浸水防止蓋及び水密ハッチの構造図を図 6.9.2〜図 6.9.6，逆止弁の構造図を図 6.9.7〜図6.9.8 にそれぞれ示す。

6.9.1-(1)-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

図 6.9.1-1 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配置図（1／5）

6.9.1-(1)-2

：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

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋

防潮堤
放水口

放水路

図①（放水口周辺拡大図）

図②（海水ポンプエリア周辺拡大図）
緊急用海水ポンプ
ピット点検用開口部浸水防止蓋

緊急用海水ポンプ室
床ドレン
排出口逆止弁

緊急用海水ポンプ
グランドドレン排出口逆止弁図③（緊急用海水ポンプピット上版拡大図）

図 6.9.1-1 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配置図（2／5）

6.9.1-(1)-3

：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

図④（常設代替高圧電源装置用カルバート（立坑部）拡大図）

図 6.9.1-1 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配置図（3／5）

6.9.1-(1)-4

：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

図⑤（原子炉建屋廻り拡大図）

図 6.9.1-1 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配置図（4／5）

6.9.1-(1)-5

：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

図⑥（原子炉建屋拡大図）

図 6.9.1-1 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配置図（5／5）

6.9.1-(1)-6

浸水防止蓋
浸水防止蓋

基礎ボルト
基礎ボルト

浸水防止蓋
基礎ボルト

浸水防止蓋
基礎ボルト

蓋（1,10）蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）（取水路点検用開口部浸水防止蓋の構造図）
図 6.9.1-2 下側から水圧が作用する浸水防止蓋の構造図（桁なし）

6.9.1-(1)-7平面図(S=1:16)

A-A(S=1:16)

A

3 85

A

506.5

512.5
100

512.5
100

512.5
100

512.5
100

512.5
100

512.5
100

506.5
100

（放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋の構造図）（ＳＡ用海水ピット開口部浸水防止蓋の構造図）（緊急用海水ポンプピット点検用開口部浸水防止蓋の構造図）
図 6.9.1-3 下側から水圧が作用する浸水防止蓋の構造図（桁あり）
6.9.1-(1)-8( ス キ ン プ レ ー ト 厚 さ ) 22
( 厚 さ )3 22

68 0

3 85

(横)4900（緊急用海水ポンプ点検用開口部浸水防止蓋の構造図）（緊急用海水ポンプ人員用開口部浸水防止蓋の構造図）

図 6.9.1-4 上側から水圧が作用する浸水防止蓋の構造図（桁あり）
6.9.1-(1)-9

（格納容器圧力逃がし装置格納槽点検用水密ハッチ（Ａ）の構造図）（格納容器圧力逃がし装置格納槽点検用水密ハッチ（Ｂ）の構造図）

図 6.9.1-5 上側から水圧が作用する浸水防止蓋の構造図（桁なし）（1／2）

6.9.1-(1)-10

（常設低圧代替注水系格納槽点検用水密ハッチの構造図）（常設低圧代替注水系格納槽可搬型ポンプ用水密ハッチ（Ａ）,（Ｂ）の構造図）
図 6.9.1-5 上側から水圧が作用する浸水防止蓋の構造図（桁なし）（2／2）

6.9.1-(1)-11

浸水防止蓋

基礎ボルト

浸水防止蓋
基礎ボルト

（海水ポンプ室ケーブル点検口浸水防止蓋の構造図）
図 6.9.1-6 専ら内郭防護用の浸水防止蓋の構造図

6.9.1-(1)-12

弁本体
基礎ボルト

弁座
フロートガイド

フロート（海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の構造図）

弁本体
基礎ボルト

弁座
フロートガイドフロート（緊急用海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁の構造図）

弁本体
基礎ボルト

弁座
フロートガイドフロート（緊急用海水ポンプ室床ドレン排出口逆止弁の構造図）
図 6.9.1-7 弁箱がない逆止弁の構造図

6.9.1-(1)-13

支持構造物ボルト
逆止弁
ボルト
取水ピット空気抜き配管（取水ピット空気抜き配管逆止弁の構造図）
図 6.9.1-8 弁箱がある逆止弁の構造図

6.9.1-(1)-14

耐震計算及び強度計算の詳細の説明に当たっては，浸水防護施設毎の構造，外郭防護又は内郭防護の種類を踏まえ設備を分類し，各分類における設備毎の津波荷重水位又は設備の大きさを考慮し代表の設備を選定する。選定した代表の設備に対する耐震計算及び強度計算の評価結果を説明する。
浸水防止蓋及び水密ハッチのうち，桁がないタイプの構造であり，設備に対し下側から水圧が作用する浸水防止蓋の分類を「浸水防止蓋 1」とする。浸水防止蓋 1 は取水路点検用開口部浸水防止蓋のみが該当することから，取水路点検用開口部浸水防止蓋の評価結果を説明する。
桁があるタイプの構造であり，設備に対し下側から水圧が作用する浸水防止蓋の分類を「浸水防止蓋 2」とする。浸水防止蓋 2 に分類される設備の設置位置における津波荷重水位を表 6.9.1-1 に示す。表 6.9.1-1 に示すとおり，浸水防止蓋 2 のうち最も津波荷重水位の大きい放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋を浸水防止蓋 2 の代表とする。
表 6.9.1-1 浸水防止蓋 2 の設備の設置位置における津波荷重水位一覧
基準津波による
分類

設備名称

津波荷重水位

代表（T.P.＋m）

浸水防止蓋 2放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋

30.0

○

ＳＡ用海水ピット開口部浸水防止蓋

12.0

−

緊急用海水ポンプピット点検用開口部浸水防止蓋

12.0

−

桁があるタイプの構造であり，設備に対し上側から水圧が作用する浸水防止蓋の分類を「浸水防止蓋 3」とする。浸水防止蓋 3 に分類される設備の寸法を表 6.9.1-2 に示す。表
6.9.1-2 に示すとおり，浸水防止蓋 3 のうち最も面積の大きい緊急用海水ポンプ点検用開口部浸水防止蓋を浸水防止蓋 3 の代表とする。
表 6.9.1-2 浸水防止蓋 3 の設備の面積一覧
面積
分類

設備名称

（mm2）

代表

緊急用海水ポンプ点検用開口部浸水防止蓋

1.841×107○

緊急用海水ポンプ人員用開口部浸水防止蓋

1.877×106−

浸水防止蓋 3桁がないタイプの構造であり，設備に対し上側から水圧が作用する浸水防止蓋の分類を「浸水防止蓋 4」とする。浸水防止蓋 4 に分類される設備の寸法を表 6.9.1-3 に示す。表
6.9.1-3 に示すとおり，浸水防止蓋 4 のうち最も面積の大きい常設低圧代替注水系格納槽
点検用水密ハッチを浸水防止蓋 4 の代表とする。

6.9.1-(1)-15

表 6.9.1-3 浸水防止蓋 4 の設備の面積一覧
面積
分類

設備名称

代表

（mm2）

格納容器圧力逃がし装置格納槽点検用水密ハッチ（Ａ）

5.986×106−

格納容器圧力逃がし装置格納槽点検用水密ハッチ（Ｂ）

5.581×106−

常設低圧代替注水系格納槽点検用水密ハッチ

71.023×10○

常設低圧代替注水系格納槽可搬型ポンプ用水密ハッチ（Ａ）,（Ｂ）

5.986×106−

浸水防止蓋 4

専ら内郭防護用の浸水防止蓋の分類を「浸水防止蓋 5」とする。浸水防止蓋 5 は海水ポ
ンプ室ケーブル点検口浸水防止蓋のみが該当することから，海水ポンプ室ケーブル点検口
浸水防止蓋の評価結果を説明する。
浸水防護設備のうち，浸水防止蓋の代表選定結果を表 6.9.1-4 に示す。

6.9.1-(1)-16

表 6.9.1-4 設備の構造及び防護区分を踏まえた浸水防止蓋の代表選定結果
構造形式

防護区分
代表選定の

分類

基準津波
桁あり

浸水防止蓋 1

浸水防止蓋 2

浸水防止蓋 36.9.1-(1)-17

浸水防止蓋 4

浸水防止蓋 5

−

○

○

−

−

敷地に遡上する津波

設備名称

代表
考え方

桁なし
○

−

−

○

○

外郭

内郭

外郭

内郭

○

−

○

−

○

−

−

−

−

○

○

○

○

○

○

−

−

取水路点検用開口部浸水防止蓋○−

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋○

津波荷重水位のＳＡ用海水ピット開口部浸水防止蓋−

最も大きな設備

緊急用海水ポンプピット点検用開口部浸水防止蓋−を選定

緊急用海水ポンプ点検用開口部浸水防止蓋○

緊急用海水ポンプ室人員用開口部浸水防止蓋−

格納容器圧力逃がし装置格納槽点検用水密ハッチ−

面積の最も大き常設低圧代替注水系格納槽点検用水密ハッチ○な設備を選定常設低圧代替注水系格納槽可搬型ポンプ用水密ハッチ−

海水ポンプ室ケーブル点検口浸水防止蓋

○

○

○

−

面積の最も大きな設備を選定−逆止弁のうち，フランジ（弁箱がない）タイプの逆止弁の分類を「逆止弁 1」とする。逆止弁 1 に分類される設備の設置位置における津波荷重水位を表 6.9.1-5 に示す。表 6.9.15 に示すとおり，逆止弁 1 のうち最も津波荷重水位の大きい海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁を逆止弁 1 の代表とする。
表 6.9.1-5 逆止弁 1 の設備の設置位置における津波荷重水位一覧
基準津波による
分類

設備名称

津波荷重水位

代表（T.P.＋m）

逆止弁 1

海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁

22.0

○

緊急用海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁

12.0

−

緊急用海水ポンプ室床ドレン排出口逆止弁

12.0

−

弁箱があるタイプの逆止弁の分類を「逆止弁 2」とする。逆止弁 2 は取水ピット空気抜
き配管逆止弁のみが該当することから，取水ピット空気抜き配管逆止弁の評価結果を説明する。
浸水防護設備の内，逆止弁の代表選定結果を表 6.9.1-6 に示す。

6.9.1-(1)-18

表 6.9.1-6 設備の構造及び防護区分を踏まえた逆止弁の代表選定結果
構造形式

防護区分
代表選定の

分類

逆止弁 1

逆止弁 2

弁箱

弁箱

あり

なし

−

○

○

−

基準津波

敷地に遡上する津波

設備名称

代表
考え方

外郭

○

○

内郭

−

−

外郭

○

○

内郭

−

−

海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁○

津波荷重水位の緊急用海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁−

最も大きな設備

緊急用海水ポンプ室床ドレン排出口逆止弁−を選定

取水ピット空気抜き配管逆止弁○−

6.9.1-(1)-19

(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(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-2-10-2-5-1 取水路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。
蓋は，たて方向に基礎ボルトにより支持されていることから，たて方向で支持された蓋端間の両端単純支持ばりとしてモデル化する。両端単純支持ばりの一次固有振動数は，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より，次のとおり与えられる。
Ｔ＝１
ｆ

f＝λ2/(2π・L2)･√(E・I/(ρ・A))
ここで，
T ：固有周期（s）
f ：一次固有振動数（Hz）
λ：振動数係数＝π

取水路点検用開口部浸水防止蓋の構造図を図 6.9.1-(2)-a-1 に示す。
図 6.9.1-(2)-a-1 に示す構造図から，はりの長さをそれぞれ以下のとおりとする。
L ：はりの長さ（mm）蓋（1,10）
蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）

6.9.1-(2)-a-1

＝870
＝1535

【はりの幅 b】

浸水防止蓋

浸水防止蓋

基礎ボルト

【はりの長さ L】

浸水防止蓋【はりの長さ L】

基礎ボルト【はりの幅 b】

基礎ボルト

浸水防止蓋

【はりのせいｈ】【はりのせいｈ】

基礎ボルト

蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）

蓋（1,10）

図 6.9.1-(2)-a-1 取水路点検用開口部浸水防止蓋の構造図＝1.94×105

E ：縦弾性係数（MPa）
JSME S

単位（mm）

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)＝193666 MPa＝1.94×105 MPa＝1.94×1011 Pa
I ：断面二次モーメント（mm4）

蓋（1,10）＝8.595×106

蓋（2,3,4,5,6,7,8,9） ＝1.323×107
I＝b・h3/12
図 6.9.1-(2)-a-1 に示す構造図から，はりの幅 b 及びはりのせい h をそれぞれ以下のとおりとする。
b ：はりの幅（mm）

蓋（1,10）＝3820

蓋（2,3,4,5,6,7,8,9） ＝1270
h ：はりのせい（蓋の厚さ）（mm） 蓋（1,10）＝30.0

蓋（2,3,4,5,6,7,8,9） ＝50.0
6.9.1-(2)-a-2

以上より，
蓋（1,10）
I＝b・h3/12＝3820×30.03/12＝8.59500×106
蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）
I＝b・h3/12＝1270×50.03/12＝1.32291×107
ρ：はりの単位体積質量（kg/mm3）＝7.93×10-6（「JIS G4310（1999）ステンレス鋼板及び耐熱鋼板質量算出方法 表 1 ス
テンレス鋼板の基本質量」より）
A ：はりの断面積（mm2）

蓋（1,10）＝1.146×105

蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）＝6.350×104

蓋（1,10）A＝b・h＝3820×30.0＝1.146×105 mm2
蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）
A＝b・h＝1270×50.0＝6.350×104 mm2
以上より，
蓋（1,10）f＝π2/(2π・8702)･√(1.94×1011×8.595×106/(7.93×10-6×103×1.146×105))＝88.8947＝88 Hz
T＝1/88＝0.0113636 s＝0.012 s
蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）
f＝π2/(2π・15352)･√(1.94×1011×1.323×107/(7.93×10-6×103×6.350×104))＝47.5949＝47 Hz
T＝1/47＝0.0212765＝0.022 s
ロ. 固有値解析結果
蓋（1,10）
固有周期は 0.012 s であり，20 Hz 以上であることから，剛構造である。
蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）
固有周期は 0.022 s であり，20 Hz 以上であることから，剛構造である。

6.9.1-(2)-a-3

(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-2-10-2-5-1 取水路点検用
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。

wD＝（mD/A）・g
ここで，

wD：固定荷重による鉛直等分布荷重（MPa）
mD：蓋の自重による質量（kg）
A ：蓋の面積（mm2）g ：重力加速度（m/s2）＝9.80665
mD＝A・t・ρ
ここで，
A ：蓋の面積（mm2）t ：蓋の厚さ（mm） 蓋（1,10）＝30.0

蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）＝50.0
ρ：蓋の単位体積質量（kg/mm3）以上より，
蓋（1,10）A1 ＝870×3820＝3323400 mm2＝3.323×106 mm2
mD ＝3.323×106×30.0×7.93×10-6＝790.636 kg
保守的に 1000 kg とする。

wD ＝（1000/3.323×106）×9.80665＝2.95114×10-3 MPa
蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）
A2 ＝870×3820＋665×1270＝4167950 mm2＝4.168×106 mm2
mD ＝4.168×106×50.0×7.93×10-6＝1652.61 kg
保守的に 2000 kg とする。

wD ＝（2000/4.168×106）×9.80665＝4.70568×10-3 MPa

6.9.1-(2)-a-4＝7.93×10-6

ロ. 積雪荷重
積雪荷重は以下のとおりとする。
ws＝（ms/A）・g
ここで，
ws ：積雪荷重による鉛直等分布荷重（MPa）
ms ：積雪荷重による質量（kg）
A ：蓋の面積（mm2）g ：重力加速度（m/s2）＝9.80665
ms ＝（0.35・S/106）・A
ここで，S ：積雪質量（kg/m2）
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）以上より，
蓋（1,10）A1 ＝3.323×106 mm2
ms ＝（0.35×62/106）×3.323×106＝72.1091 kg
ws ＝（72.1091/3.323×106）×9.80665＝2.12804×10-4 MPa
蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）
A2 ＝4.168×106 mm2
ms ＝（0.35×62/106）×4.168×106＝90.4456 kg
ws ＝（90.4456/4.168×106）×9.80665＝2.12804×10-4 MPa

6.9.1-(2)-a-5

(c)応力計算
イ. 基準津波時(イ) 荷重条件
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 3-2-4-1
取水路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。
(a-1) 固定荷重
固定荷重は突き上げ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。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は突き上げ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。
(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＝（ρ・g・h＋1/2・CD・ρ・U2）/106
ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）
ρ：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-(2)-a-6

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する津波波圧（鉛直上向き）は，蓋を介して基礎ボルトに伝達し，基礎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（1,10）(a-1-1-1) 発生荷重＜基準津波時＞
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

単位幅当たり曲げモーメント

M＝w・L2/8＝0.226359×8702/8＝21416.3 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm

(a-1-1-2) 断面性能
蓋の厚さ

t＝30.0 mm

蓋の単位幅当たりの断面係数

Z＝t2/6＝30.02/6＝150 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積 AS ＝ｔ＝30 mm2/mm(a-1-1-3) 発生応力＜基準津波時＞
単位幅当たり曲げモーメント

M＝21416.3 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝98.4661 N/mm

最大曲げ応力σb ＝M/Z＝21416.3/150＝142.775 MPa＝143 MPa

最大せん断応力τ＝Q/AS＝98.4661/30＝3.28220 MPa＝4 MPa

組合せ応力（曲げ＋せん断）σ＝√（σb2＋3・τ2）＝√（1432＋3×42）＝143.167 MPa＝144 MPa

6.9.1-(2)-a-7

(a-1-2) 蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）(a-1-2-1) 発生荷重＜基準津波時＞
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝1535 mm

単位幅当たり曲げモーメント

M＝w・L2/8＝0.226359×15352/8＝66669.0 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝w・L/2＝0.226359×1535/2＝173.730 N/mm

(a-1-2-2) 断面性能
蓋の厚さ

t＝50.0 mm

蓋の単位幅当たりの断面係数

Z＝t2/6＝50.02/6＝416.666 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積 AS ＝ｔ＝50 mm2/mm(a-1-2-3) 発生応力＜基準津波時＞
単位幅当たり曲げモーメント

M＝66669.0 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝173.730 N/mm

最大曲げ応力σb ＝M/Z＝66669.0/416.666＝160.005 MPa＝161 MPa

最大せん断応力τ＝Q/AS＝173.730/50＝3.47460 MPa＝4 MPa

組合せ応力（曲げ＋せん断）σ＝√（σb2＋3・τ2）＝√（1612＋3×42）＝161.148 MPa＝162 MPa

6.9.1-(2)-a-8

(a-2) 基礎ボルト
蓋に作用する津波波圧は，蓋を介して基礎ボルトに伝達するものとする。
(a-2-1) 蓋（1,10）(a-2-1-1) 発生荷重<基準津波時>(a-2-1-1-1) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm
基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝249 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝98.4661×249＝24518.0 N(a-2-1-1-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 218 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm
基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝218 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝98.4661×218＝21465.6 N(a-2-1-1-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 187 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm
6.9.1-(2)-a-9

基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝187 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝98.4661×187＝18413.1 N(a-2-1-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16）

φ＝16 mm

基礎ボルトの呼び径断面積

Am＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-1-3) 発生応力<基準津波時>(a-2-1-3-1) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝24518.0/2.011×102＝121.9194 MPa＝122 MPa(a-2-1-3-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 218 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝21465.6/2.011×102＝106.7409 MPa＝107 MPa(a-2-1-3-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 187 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝18413.1/2.011×102＝91.5619 MPa＝92 MPa(a-2-2) 蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）(a-2-2-1) 発生荷重<基準津波時>(a-2-2-1-1) 支点間距離 L＝1535 mm（基礎ボルトの負担幅 140 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝1535 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×1535/2＝173.730 N/mm
基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝140 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b

6.9.1-(2)-a-10

＝173.730×140＝24322.2 N(a-2-2-1-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm
基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝249 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝98.4661×249＝24518.0 N(a-2-2-1-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 194.5 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm
基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝194.5 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝98.4661×194.5＝19151.6 N(a-2-2-1-4) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 165 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm
基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝165 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b

6.9.1-(2)-a-11

＝98.4661×165＝16246.9 N(a-2-2-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16）

φ＝16 mm

基礎ボルトの呼び径断面積

Am＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-2-3) 発生応力<基準津波時>(a-2-2-3-1) 支点間距離 L＝1535 mm（基礎ボルトの負担幅 140 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝24322.2/2.011×102＝120.945 MPa＝121 MPa(a-2-2-3-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝24518.0/2.011×102＝121.919 MPa＝122 MPa(a-2-2-3-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 194.5 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝19151.6/2.011×102＝95.2342 MPa＝96 MPa(a-2-2-3-4) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 165 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝16246.9/2.011×102＝80.7901 MPa＝81 MPa

6.9.1-(2)-a-12

Ss 地震時

ロ.

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-2-10-2-5-1 取水路
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
固有値解析の結果より，取水路点検用開口部浸水防止蓋の固有周期は，0.05s以上であるため，剛構造であることから，Ss 地震荷重を求めるための設計震度
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最大応答加速度の 1.2 倍を考慮して設定する。設計震度を表 6.9.1-(2)-a1 に示す。
表 6.9.1-(2)-a-1 応力評価に用いる Ss 地震荷重の設計震度
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

水平方向ＣＨ

1.04

鉛直方向ＣＶ

0.95

EL. 3.310

Ｓｓ(EL. 2.810＊2)

注記 ＊1：取水路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 による地震荷重は以下のとおりとする。
Whk＝CH・(mD＋ms)・g
Wvk＝CV・(mD＋ms)・g
wvk＝CV・(mD＋ms)・g/A
ここで，
Whk：基準地震動 Ss による水平地震荷重（N）
Wvk：基準地震動 Ss による鉛直地震荷重（N）

6.9.1-(2)-a-13

wvk：基準地震動 Ss による鉛直地震等分布荷重（MPa）
CH ：基準地震動 Ss による水平方向の設計震度 ＝1.04
CV ：基準地震動 Ss による鉛直方向の設計震度 ＝0.95
mD ：蓋の自重による質量（設計値）（kg） ＝1000（蓋 1,10）＝2000（蓋 2,3,4,5,6,7,8,9）
ms ：積雪荷重による質量（kg）＝72.1091（蓋 1,10）＝90.4456（蓋 2,3,4,5,6,7,8,9）2

g ：重力加速度（m/s ）A ：蓋の面積（mm2）＝9.80665＝3323400＝3.323×106（蓋 1,10）＝4167950＝4.168×106（蓋 2,3,4,5,6,7,8,9）以上より，
蓋（1,10）
Whk＝1.04×（1000＋72.1091）×9.80665＝10934.3 N
Wvk＝0.95×（1000＋72.1091）×9.80665＝9988.10 N
wvk＝0.95×（1000＋72.1091）×9.80665/3.323×106＝3.00575×10-3 MPa
蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）
Whk＝1.04×（2000＋90.4456）×9.80665＝21320.2 N
Wvk＝0.95×（2000＋90.4456）×9.80665＝19475.2 N
wvk＝0.95×（2000＋90.4456）×9.80665/4.168×106＝4.67256×10-3 MPa

6.9.1-(2)-a-14

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する鉛直荷重（鉛直下向き）は，コンクリート躯体に支持される。
また，蓋に作用する水平地震力は，蓋を介して基礎ボルトに伝達し，基礎ボル
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。
蓋の水平地震荷重による面内応力は，発生応力が微小なため無視する。
(a-1-1) 蓋（1,10）(a-1-1-1) 発生荷重<Ss 地震時>
蓋の固定荷重による鉛直等分布荷重 wD ＝2.95114×10-3 MPa
蓋の積雪荷重による鉛直等分布荷重 wS ＝2.12804×10-4 MPa
蓋に作用する鉛直地震等分布荷重

wvk＝3.00575×10-3 MPa

蓋に作用する鉛直等分布荷重
w＝wD＋wS＋wvk＝2.95114×10-3＋2.12804×10-4＋3.00575×10-3＝6.16969×10-3 MPa
支点間距離

L＝870 mm

単位幅当たり曲げモーメント

M＝w・L2/8＝6.16969×10-3×8702/8＝583.729 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝w・L/2＝6.16969×10-3×870/2＝2.68381 N/mm

(a-1-1-2) 断面性能
蓋の厚さ

t＝30.0 mm

蓋の単位幅当たりの断面係数

Z＝t2/6＝30.02/6＝150 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積 AS ＝ｔ＝30 mm2/mm(a-1-1-3) 発生応力<Ss 地震時>
単位幅当たり曲げモーメント

M＝583.729 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝2.68381 N/mm

最大曲げ応力6.9.1-(2)-a-15

σb ＝M/Z

＝583.729/150＝3.89152 MPa＝4 MPa
最大せん断応力τ＝Q/AS＝2.68381/30＝0.0894603 MPa＝1 MPaσ＝√（σb2＋3・τ2）

組合せ応力（曲げ＋せん断）＝√（42＋3×12）＝4.35889 MPa＝5 MPa(a-1-2) 蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）(a-1-2-1) 発生荷重<Ss 地震時>
蓋の固定荷重による鉛直等分布荷重 wD ＝4.70568×10-3 MPa
蓋の積雪荷重による鉛直等分布荷重 wS ＝2.12804×10-4 MPa
蓋に作用する鉛直地震等分布荷重

wvk＝4.67256×10-3 MPa

蓋に作用する鉛直等分布荷重
w＝wD＋wS＋wvk＝4.70568×10-3＋2.12804×10-4＋4.67256×10-3＝9.59104×10-3 MPa
支点間距離

L＝1535 mm

単位幅当たり曲げモーメント

M＝w・L2/8＝9.59104×10-3×15352/8＝2824.83 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝w・L/2＝9.59104×10-3×1535/2＝7.36112 N/mm

(a-1-2-2) 断面性能
蓋の厚さ

t＝50.0蓋の単位幅当たりの断面係数

Z＝t2/6＝50.02/6＝416.666 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積 AS＝t
＝50 mm2/mm(a-1-2-3) 発生応力<Ss 地震時>
単位幅当たり曲げモーメント

M＝2824.83 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝7.36112 N/mm

最大曲げ応力6.9.1-(2)-a-16

σb ＝M/Z

＝2824.83/416.666＝6.77960 MPa＝7 MPa
最大せん断応力τ＝Q/AS＝7.36112/50＝0.147222 MPa＝1 MPa

組合せ応力（曲げ＋せん断）σ＝√（σb2＋3・τ2）＝√（72＋3×12）＝7.21110 MPa＝8 MPa(a-2) 基礎ボルト
蓋に作用する水平地震力は，蓋を介して基礎ボルトに伝達するものとする。
(a-2-1) 蓋（1,10）(a-2-1-1) 発生荷重<Ss 地震時>
蓋に作用する水平地震荷重

Whk＝10934.3 N

基礎ボルトの本数

n＝32 本

基礎ボルト１本に作用するせん断荷重

Q＝Whk/n＝10934.3/32＝341.696 N(a-2-1-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16）

φ＝16 mm

基礎ボルトの呼び径断面積

Am ＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-1-3) 発生応力<Ss 地震時>
最大せん断応力＝Q/Am＝341.696/2.011×102＝1.69913 MPa＝2 MPa(a-2-2) 蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）(a-2-2-1) 発生荷重<Ss 地震時>
蓋に作用する水平地震荷重

Whk＝21320.2 N

基礎ボルトの本数

n＝40 本

基礎ボルト１本に作用するせん断荷重

Q ＝Whk/n＝21320.2/40

6.9.1-(2)-a-17

＝533.005 N(a-2-2-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16）

φ＝16 mm

基礎ボルトの呼び径断面積

Am ＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-2-3) 発生応力<Ss 地震時>
最大せん断応力τ＝Q/Am＝533.005/2.011×102＝2.65044 MPa＝3 MPa6.9.1-(2)-a-18

ハ. 基準津波＋Sd 地震時
溢水＋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 3-24-1 取水路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，突き上げ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。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は，突き上げ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。ただし，水平地震力を求めるにあたっては，積雪荷重による質量を考慮する。積雪荷重は Ss 地震時と同じ値とする。
(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は，「基準津波時」と同じ値とする。
(a-4) Sd 地震荷重
Sd 地震荷重は，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」に示すとおり，弾性設計用地震動 Sd-D1 に伴う地震力とする。固
有値解析の結果より，取水路点検用開口部浸水防止蓋の固有周期が 0.05s 以下であるため，剛構造であることから，Sd 地震荷重を求めるための設計震度は，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最大応答加速度の 1.2 倍を考慮して設定する。設計震度を表 6.9.1-(2)-a-2 に示す。
表 6.9.1-(2)-a-2 応力評価に用いる Sd 地震荷重の設計震度
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

取水構造物

地震動

EL. 3.310

Ｓｄ−Ｄ１(EL. 2.810＊2)

水平方向ＣＨＳｄ0.61

鉛直方向ＣＶＳｄ0.39

注記 ＊1：海水ポンプ室ケーブル点検口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。

6.9.1-(2)-a-19

余震による地震荷重は以下のとおりとする。
Whksd＝CHsd・(mD＋ms)・g
ここで，
Whksd：余震による水平地震荷重（N）
CHsd ：余震による水平方向の設計震度＝0.61

mD ：蓋の自重による質量（設計値）（kg）＝1000（蓋 1,10）＝2000（蓋 2,3,4,5,6,7,8,9）
ms ：積雪荷重による質量（kg）＝72.1091（蓋 1,10）＝90.4456（蓋 2,3,4,5,6,7,8,9）g：重力加速度（m/s2）＝9.80665

以上より，
蓋（1,10）Whksd ＝0.61×（1000＋72.1091）×9.80665＝6413.41 N
蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）
Whksd ＝0.61×（2000＋90.4456）×9.80665＝12505.1 N

6.9.1-(2)-a-20

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する津波波圧（鉛直上向き）及び Sd 水平地震力は，蓋を介して基礎ボルトに伝達し，基礎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。
蓋の水平地震荷重による面内応力は，発生応力が微小なため無視する。
(a-1-1) 蓋（1,10）(a-1-1-1) 発生荷重＜基準津波＋Sd 地震時＞
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

単位幅当たり曲げモーメント

M＝w・L2/8＝0.226359×8702/8＝21416.3 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm

(a-1-1-2) 断面性能
蓋の厚さ

t＝30.0 mm

蓋の単位幅当たりの断面係数

Z＝t2/6＝30.02/6＝150 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積 AS ＝t＝30 mm2/mm(a-1-1-3) 発生応力＜基準津波＋Sd 地震時＞
単位幅当たり曲げモーメント

M＝21416.3 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝98.4661 N/mm

最大曲げ応力σb ＝M/Z＝21416.3/150＝142.775 MPa＝143 MPa

最大せん断応力τ＝Q/AS＝98.4661/30＝3.28220 MPa＝4 MPa

組合せ応力（曲げ＋せん断）σ＝√（σb2＋3・τ2）＝√（1432＋3×42）

6.9.1-(2)-a-21

＝143.167 MPa＝144 MPa(a-1-2) 蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）(a-1-2-1) 発生荷重<基準津波＋Sd 地震時>
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝1535 mm

単位幅当たり曲げモーメント

M＝w・L2/8＝0.226359×15352/8＝66669.0 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝w・L/2＝0.226359×1535/2＝173.730 N/mm

(a-1-2-2) 断面性能
蓋の厚さ

t＝50.0 mm

蓋の単位幅当たりの断面係数

Z＝t2/6＝50.02/6＝416.666 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積 AS ＝t＝50 mm2/mm(a-1-2-3) 発生応力＜基準津波＋Sd 地震時＞
単位幅当たり曲げモーメント

M＝66669.0 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝173.730 N/mm

最大曲げ応力σb ＝M/Z＝66669.0/416.666＝160.005 MPa＝161 MPa

最大せん断応力τ＝Q/AS＝173.730/50＝3.47460 MPa＝4 MPa

組合せ応力（曲げ＋せん断）σ＝√（σb2＋3・τ2）＝√（1612＋3×42）＝161.148 MPa＝162 MPa

6.9.1-(2)-a-22

(a-2) 基礎ボルト
蓋に作用する津波波圧及び Sd 水平地震力は，蓋を介して基礎ボルトに伝達す
るものとする。
(a-2-1) 蓋（1,10）(a-2-1-1) 発生荷重<基準津波＋Sd 地震時>
(a-2-1-1-1) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）(a-2-1-1-1-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm
基礎ボルトの負担幅

b＝249 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝98.4661×249＝24518.0 N(a-2-1-1-1-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
Whksd ＝6413.41 N

蓋に作用する水平地震荷重
基礎ボルトの本数

n＝32 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重

Qsb＝Whksd/n＝6413.41/32＝200.419 N(a-2-1-1-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 218 mm）(a-2-1-1-2-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm
基礎ボルトの負担幅

b＝218 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb ＝Qｓ・b＝98.4661×218

6.9.1-(2)-a-23

＝21465.6 N(a-2-1-1-2-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋に作用する水平地震荷重

Whksd ＝6413.41 N

基礎ボルトの本数

n＝32 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whk/n＝6413.41/32＝200.419 N(a-2-1-1-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 187 mm）(a-2-1-1-3-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm
基礎ボルトの負担幅(mm)b＝187 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝98.4661×187＝18413.1 N(a-2-1-1-3-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋に作用する水平地震荷重
基礎ボルトの本数

Whksd ＝6431.41 N
n＝32 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whksd/n＝6431.41/32＝200.419 N(a-2-1-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16）

φ＝16 mm

基礎ボルトの呼び径断面積

Am＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-1-3) 発生応力<基準津波＋Sd 地震時>
(a-2-1-3-1) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）
基礎ボルトの引張応力
6.9.1-(2)-a-24

σt＝Ptb/Am

＝24518.0/2.011×102＝121.919 MPa＝122 MPa
基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝200.419/2.011×102＝0.996613 MPa＝1 MPa(a-2-1-3-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 218 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝21465.6/2.011×102＝106.740 MPa＝107 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝200.419/2.011×102＝0.996613 MPa＝1 MPa(a-2-1-3-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 187 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝18413.1/2.011×102＝91.5619 MPa＝92 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝200.419/2.011×102＝0.996613 MPa＝1 MPa(a-2-2) 蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）(a-2-2-1) 発生荷重<基準津波＋Sd 地震時>
(a-2-2-1-1) 支点間距離 L＝1535 mm（基礎ボルトの負担幅 140 mm）(a-2-2-1-1-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝1535 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×1535/2＝173.730 N/mm
基礎ボルトの負担幅(mm)b＝140 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝173.730×140＝24322.2 N(a-2-2-1-1-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
6.9.1-(2)-a-25

Whksd ＝12505.1 N

蓋に作用する水平地震荷重
基礎ボルトの本数

n＝40 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whksd/n＝12505.1/40＝312.627 N(a-2-2-1-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）(a-2-2-1-2-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm
基礎ボルトの負担幅

b＝249 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝98.4661×249＝24518.0 N(a-2-2-1-2-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋に作用する水平地震荷重
基礎ボルトの本数

Whksd ＝12505.1 N
n＝40 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whksd/n＝12505.1/40＝312.627 N(a-2-2-1-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 194.5 mm）(a-2-2-1-3-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm
基礎ボルトの負担幅

b＝194.5 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝98.4661×194.5

6.9.1-(2)-a-26

＝19151.6 N(a-2-2-1-3-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋に作用する水平地震荷重

Whksd ＝12505.1 N

基礎ボルトの本数

n＝40 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whksd/n＝12505.1/40＝312.627 N(a-2-2-1-4) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 165 mm）(a-2-2-1-4-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.226359 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝98.4661 N/mm
基礎ボルトの負担幅

b＝165 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝98.4661×165＝16246.9 N(a-2-2-1-4-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋に作用する水平地震荷重
基礎ボルトの本数

Whksd ＝12505.1 N
n＝40 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whksd/n＝12505.1/40＝312.627 N(a-2-2-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16）

φ＝16 mm

基礎ボルトの呼び径断面積

Am ＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-2-3) 発生応力<基準津波＋Sd 地震時>
(a-2-2-3-1) 支点間距離 L＝1535 mm（基礎ボルトの負担幅 140 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝24322.2/2.011×102

6.9.1-(2)-a-27

＝120.945 MPa＝121 MPa
基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝312.627/2.011×102＝1.55458 MPa＝2 MPa(a-2-2-3-2) 支点間距離 L＝870 mm 箇所（基礎ボルトの負担幅 249 mm 箇所）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝24518.0/2.011×102＝121.919 MPa＝122 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝312.627/2.011×102＝1.55458 MPa＝2 MPa(a-2-2-3-3) 支点間距離 L＝870 mm 箇所（基礎ボルトの負担幅 194.5 mm 箇所）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝19151.6/2.011×102＝95.2340 MPa＝96 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝312.627/2.011×102＝1.55458 MPa＝2 MPa(a-2-2-3-4) 支点間距離 L＝870 mm 箇所（基礎ボルトの負担幅 165 mm 箇所）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝16246.9/2.011×102＝80.7901 MPa＝81 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝312.627/2.011×102＝1.55458 MPa＝2 MPa

6.9.1-(2)-a-28

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
3-2-4-1 取水路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
固定荷重は突き上げ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。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は突き上げ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。
(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＝（ρ・g・h＋1/2・CD・ρ・U2）/106
ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（MPa）
ρ：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-(2)-a-29

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する津波波圧（鉛直上向き）は，蓋を介して基礎ボルトに伝達し，基礎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（1,10）(a-1-1-1) 発生荷重＜敷地に遡上する津波時＞
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

単位幅当たり曲げモーメント

M＝w・L2/8＝0.266762×8702/8＝25239.0 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm

(a-1-1-2) 断面性能
蓋の厚さ

t＝30.0 mm

蓋の単位幅当たりの断面係数

Z＝t2/6＝30.02/6＝150 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積 AS ＝ｔ＝30 mm2/mm(a-1-1-3) 発生応力＜敷地に遡上する津波時＞
単位幅当たり曲げモーメント

M＝25239.0 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝116.041 N/mm

最大曲げ応力σb ＝M/Z＝25239.0/150＝168.260 MPa＝169 MPa

最大せん断応力τ＝Q/AS＝116.041/30＝3.86803 MPa＝4 MPa

組合せ応力（曲げ＋せん断）σ＝√（σb2＋3・τ2）＝√（1692＋3×42）＝169.141 MPa＝170 MPa

6.9.1-(2)-a-30

(a-1-2) 蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）(a-1-2-1) 発生荷重＜敷地に遡上する津波時＞
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝1535 mm

単位幅当たり曲げモーメント

M＝w・L2/8＝0.266762×15352/8＝78568.9 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝w・L/2＝0.266762×1535/2＝204.739 N/mm

(a-1-2-2) 断面性能
蓋の厚さ

t＝50.0 mm

蓋の単位幅当たりの断面係数

Z＝t2/6＝50.02/6＝416.666 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積 AS ＝ｔ＝50 mm2/mm(a-1-2-3) 発生応力＜敷地に遡上する津波時＞
単位幅当たり曲げモーメント

M＝78568.9 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝204.739 N/mm

最大曲げ応力σb ＝M/Z＝78568.9/416.666＝188.565 MPa＝189 MPa

最大せん断応力τ＝Q/AS＝204.739/50＝4.09478 MPa＝5 MPa

組合せ応力（曲げ＋せん断）σ＝√（σb2＋3・τ2）＝√（1892＋3×52）＝189.198 MPa＝190 MPa

6.9.1-(2)-a-31

(a-2) 基礎ボルト
蓋に作用する津波波圧は，蓋を介して基礎ボルトに伝達するものとする。
(a-2-1) 蓋（1,10）(a-2-1-1) 発生荷重<敷地に遡上する津波時>(a-2-1-1-1) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm
基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝249 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝116.041×249＝28894.2 N(a-2-1-1-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 218 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm
基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝218 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝116.041×218＝25296.9 N(a-2-1-1-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 187 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm
6.9.1-(2)-a-32

基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝187 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Q・b＝116.041×187＝21699.6 N(a-2-1-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16）

φ＝16 mm

基礎ボルトの呼び径断面積

Am＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-1-3) 発生応力<敷地に遡上する津波時>(a-2-1-3-1) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝28894.2/2.011×102＝143.680 MPa＝144 MPa(a-2-1-3-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 218 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝25296.9/2.011×102＝125.792 MPa＝126 MPa(a-2-1-3-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 187 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝21699.6/2.011×102＝107.904 MPa＝108 MPa(a-2-2) 蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）(a-2-2-1) 発生荷重<敷地に遡上する津波時>(a-2-2-1-1) 支点間距離 L＝1535 mm（基礎ボルトの負担幅 140 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝1535 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Q＝w・L/2＝0.266762×1535/2＝204.739 N/mm
基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝140 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b

6.9.1-(2)-a-33

＝204.739×140＝28663.4 N(a-2-2-1-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm
基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝249 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝116.041×249＝28894.2 N(a-2-2-1-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 194.5 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm
基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝194.5 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝116.041×194.5＝22569.9 N(a-2-2-1-4) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 165 mm）
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm
基礎ボルトの負担幅（mm）

b＝165 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b

6.9.1-(2)-a-34

＝116.041×165＝19146.7 N(a-2-2-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16）

φ＝16 mm

基礎ボルトの呼び径断面積

Am＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-2-3) 発生応力<敷地に遡上する津波時>(a-2-2-3-1) 支点間距離 L＝1535 mm（基礎ボルトの負担幅 140 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝28663.4/2.011×102＝142.533 MPa＝143 MPa(a-2-2-3-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝28894.2/2.011×102＝143.680 MPa＝144 MPa(a-2-2-3-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 194.5 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝22569.9/2.011×102＝112.232 MPa＝113 MPa(a-2-2-3-4) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 165 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝19146.7/2.011×102＝95.2098 MPa＝96 MPa

6.9.1-(2)-a-35

ホ. 敷地に遡上する津波＋Sd 地震時(イ) 荷重条件(a-1) 固定荷重
固定荷重は，突き上げ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。
(a-2) 積雪荷重
積雪荷重は，突き上げ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。ただし，水平地震力を求めるにあたっては，積雪荷重による質量を考慮する。積雪荷重は Ss 地震時と同じ値とする。
(a-3) 突き上げ津波荷重
突き上げ津波荷重は，「敷地に遡上する津波時」と同じ値とする。
(a-4) Sd 地震荷重
Sd 地震荷重は，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」に示すとおり，弾性設計用地震動 Sd-D1 に伴う地震力とする。固
有値解析の結果より，取水路点検用開口部浸水防止蓋の固有周期が 0.05s 以下であるため，剛構造であることから，Sd 地震荷重を求めるための設計震度は，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最大応答加速度の 1.2 倍を考慮して設定する。設計震度を表 6.9.1-(2)-a-3 に示す。
表 6.9.1-(2)-a-3 応力評価に用いる Sd 地震荷重の設計震度
据付場所
地震動

及び床面高さ

余震による設計震度

（m）

弾性設計用

取水構造物

地震動

EL. 3.310

Ｓｄ−Ｄ１(EL. 2.810)

6.9.1-(2)-a-36

水平方向ＣＨＳｄ0.61

鉛直方向ＣＶＳｄ

0.39

余震による地震荷重は以下のとおりとする。
Whksd＝CHsd・(mD＋ms)・g
ここで，
Whksd：余震による水平地震荷重（N）
CHsd ：余震による水平方向の設計震度＝0.61

mD ：蓋の自重による質量（設計値）（kg）＝1000（蓋 1,10）＝2000（蓋 2,3,4,5,6,7,8,9）
ms ：積雪荷重による質量（kg）＝72.1091（蓋 1,10）＝90.4456（蓋 2,3,4,5,6,7,8,9）g：重力加速度（m/s2）＝9.80665

以上より，
蓋（1,10）Whksd ＝0.61×（1000＋72.1091）×9.80665＝6413.41 N
蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）
Whksd ＝0.61×（2000＋90.4456）×9.80665＝12505.1 N

6.9.1-(2)-a-37

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する津波波圧（鉛直上向き）及び Sd 水平地震力は，蓋を介して基礎ボルトに伝達し，基礎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。
蓋の水平地震荷重による面内応力は，発生応力が微小なため無視する。
(a-1-1) 蓋（1,10）(a-1-1-1) 発生荷重＜敷地に遡上する津波時＋Sd 地震時＞
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

単位幅当たり曲げモーメント

M＝w・L2/8＝0.266762×8702/8＝25239.0 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm

(a-1-1-2) 断面性能
蓋の厚さ

t＝30.0 mm

蓋の単位幅当たりの断面係数

Z＝t2/6＝30.02/6＝150 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積 AS ＝t＝30 mm2/mm(a-1-1-3) 発生応力＜敷地に遡上する津波時＋Sd 地震時＞
単位幅当たり曲げモーメント

M＝25239.0 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝116.041 N/mm

最大曲げ応力σb ＝M/Z＝25239.0/150＝168.26 MPa＝169 MPa

最大せん断応力τ＝Q/AS＝116.041/30＝3.86803 MPa＝4 MPa

組合せ応力（曲げ＋せん断）σ＝√（σb2＋3・τ2）＝√（1692＋3×42）

6.9.1-(2)-a-38

＝169.141 MPa＝170 MPa(a-1-2) 蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）(a-1-2-1) 発生荷重<敷地に遡上する津波時＋Sd 地震時>
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝1535 mm

単位幅当たり曲げモーメント

M＝w・L2/8＝0.266762×15352/8＝78568.9N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝w・L/2＝0.266762×1535/2＝204.739 N/mm

(a-1-2-2) 断面性能
蓋の厚さ

t＝50.0 mm

蓋の単位幅当たりの断面係数

Z＝t2/6＝50.02/6＝416.666 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積 AS ＝t＝50 mm2/mm(a-1-2-3) 発生応力＜敷地に遡上する津波時＋Sd 地震時＞
単位幅当たり曲げモーメント

M＝78568.9N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝204.739 N/mm

最大曲げ応力σb ＝M/Z＝78568.9/416.666＝188.565 MPa＝189 MPa

最大せん断応力τ＝Q/AS＝204.739/50＝4.09478 MPa＝5 MPa

組合せ応力（曲げ＋せん断）σ＝√（σb2＋3・τ2）＝√（1892＋3×52）＝189.198 MPa＝190 MPa

6.9.1-(2)-a-39

(a-2) 基礎ボルト
蓋に作用する津波波圧及び Sd 水平地震力は，蓋を介して基礎ボルトに伝達す
るものとする。
(a-2-1) 蓋（1,10）(a-2-1-1) 発生荷重<敷地に遡上する津波時＋Sd 地震時>
(a-2-1-1-1) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）(a-2-1-1-1-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm
基礎ボルトの負担幅

b＝249 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝116.041×249＝28894.2 N(a-2-1-1-1-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋に作用する水平地震荷重
基礎ボルトの本数

Whksd ＝6413.41 N
n＝32 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whksd/n＝6413.41/32＝200.419 N(a-2-1-1-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 218 mm）(a-2-1-1-2-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm
基礎ボルトの負担幅

b＝218 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb ＝Qｓ・b＝116.041×218

6.9.1-(2)-a-40

＝25296.9 N(a-2-1-1-2-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋に作用する水平地震荷重
基礎ボルトの本数

Whksd ＝6413.41 N
n＝32 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whk/n＝6413.41/32＝200.419 N(a-2-1-1-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 187 mm）(a-2-1-1-3-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm
基礎ボルトの負担幅(mm)b＝187 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝116.041×187＝21699.6 N(a-2-1-1-3-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋に作用する水平地震荷重
基礎ボルトの本数

Whksd ＝6431.41 N
n＝32 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whksd/n＝6431.41/32＝200.419 N(a-2-1-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16）

φ＝16 mm

基礎ボルトの呼び径断面積

Am＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-1-3) 発生応力<敷地に遡上する津波時＋Sd 地震時>
(a-2-1-3-1) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）
6.9.1-(2)-a-41

基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝28894.2/2.011×102＝143.680 MPa＝144 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝200.419/2.011×102＝0.996613 MPa＝1 MPa(a-2-1-3-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 218 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝25296.9/2.011×102＝125.792 MPa＝126 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝200.419/2.011×102＝0.996613 MPa＝1 MPa(a-2-1-3-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 187 mm）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝21699.6/2.011×102＝107.904 MPa＝108 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝200.419/2.011×102＝0.996613 MPa＝1 MPa(a-2-2) 蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）(a-2-2-1) 発生荷重<敷地に遡上する津波時＋Sd 地震時>
(a-2-2-1-1) 支点間距離 L＝1535 mm（基礎ボルトの負担幅 140 mm）(a-2-2-1-1-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝1535 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.266762×1535/2＝204.739 N/mm
基礎ボルトの負担幅(mm)b＝140 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝204.739×140＝28663.4 N

6.9.1-(2)-a-42

(a-2-2-1-1-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋に作用する水平地震荷重
基礎ボルトの本数

Whksd ＝12505.1 N
n＝40 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whksd/n＝12505.1/40＝312.627 N(a-2-2-1-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）(a-2-2-1-2-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm
基礎ボルトの負担幅

b＝249 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝116.041×249＝28894.2 N(a-2-2-1-2-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋に作用する水平地震荷重
基礎ボルトの本数

Whksd ＝12505.1 N
n＝40 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whksd/n＝12505.1/40＝312.627 N(a-2-2-1-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 194.5 mm）(a-2-2-1-3-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.266762×870/2＝116.041 N/mm
基礎ボルトの負担幅

b＝194.5 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b

6.9.1-(2)-a-43

＝116.041×194.5＝22569.9 N(a-2-2-1-3-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋に作用する水平地震荷重
基礎ボルトの本数

Whksd ＝12505.1 N
n＝40 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whksd/n＝12505.1/40＝312.627 N(a-2-2-1-4) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 165 mm）(a-2-2-1-4-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
津波波圧

w＝Pt
＝0.266762 MPa

支点間距離

L＝870 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ＝w・L/2＝0.226359×870/2＝116.041 N/mm
基礎ボルトの負担幅

b＝165 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝116.041×165＝19146.7 N(a-2-2-1-4-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋に作用する水平地震荷重
基礎ボルトの本数

Whksd ＝12505.1 N
n＝40 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重 Qsb＝Whksd/n＝12505.1/40＝312.627 N(a-2-2-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16）

φ＝16 mm

基礎ボルトの呼び径断面積

Am ＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-2-3) 発生応力<基準津波＋Sd 地震時>
(a-2-2-3-1) 支点間距離 L＝1535 mm（基礎ボルトの負担幅 140 mm）
基礎ボルトの引張応力
6.9.1-(2)-a-44

σt＝Ptb/Am

＝28663.4/2.011×102＝142.533 MPa＝143 MPa
基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝312.627/2.011×102＝1.55458 MPa＝2 MPa(a-2-2-3-2) 支点間距離 L＝870 mm 箇所（基礎ボルトの負担幅 249 mm 箇所）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝28894.2/2.011×102＝143.680 MPa＝144 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝312.627/2.011×102＝1.55458 MPa＝2 MPa(a-2-2-3-3) 支点間距離 L＝870 mm 箇所（基礎ボルトの負担幅 194.5 mm 箇所）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝22569.9/2.011×102＝112.232 MPa＝113 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝312.627/2.011×102＝1.55458 MPa＝2 MPa(a-2-2-3-4) 支点間距離 L＝870 mm 箇所（基礎ボルトの負担幅 165 mm 箇所）
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝19146.7/2.011×102＝95.2098 MPa＝96 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qsb /Am＝312.627/2.011×102＝1.55458 MPa＝2 MPa

6.9.1-(2)-a-45

(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。
許容応力の設定に用いる設計降伏点 Sy 及び設計引張強さ Su は，JSME

S

NC1-

2005/2007 付録材料図表 Part5 表 8 及び表 9 を用いて計算する。
イ. 蓋の許容応力
許容応力算定用基準値

F＝min〔Sy，0.7・Su〕＝min〔205，0.7×520〕＝min〔205，364〕＝205 MPa(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) 許容曲げ応力

1.5・fb＝（F/1.5）・1.5＝（205/1.5）×1.5＝136×1.5＝204 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 MPa(a-3) 許容引張応力1.5・ft＝（F/1.5）・1.5＝（205/1.5）×1.5＝136×1.5＝204 MPa6.9.1-(2)-a-46

ロ. 基礎ボルトの許容応力
許容応力算定用基準値

F＝min〔Sy，0.7・Su〕＝min〔205，0.7×520〕＝min〔205，364〕＝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＝102×1.5＝153 MPa(ロ) Ss 地震時
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 MPa(ハ) 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＝102×1.5＝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 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。
(a-3-1) 蓋（1,10）(a-3-1-1) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）
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
6.9.1-(2)-a-47

＝1.4×153−1.6×1＝214−1.6×1＝212 MPa
ここで，1.5・ft0 ＝（F/2）・1.5＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝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 MPa(a-3-1-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 218 mm）
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＝214−1.6×1＝212 MPa
ここで，1.5・ft0 ＝（F/2）・1.5＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝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 MPa(a-3-1-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 187 mm）
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＝214−1.6×1＝212 MPa6.9.1-(2)-a-48

ここで，
1.5・ft0 ＝（F/2）・1.5＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝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 MPa(a-3-2) 蓋（2,3,4,5,6,7,8,9）(a-3-2-1) 支点間距離 L＝1535 mm（基礎ボルトの負担幅 140 mm）
ボルトに作用するせん断応力 τ＝2 MPa
1.5・fts1＝1.4・（1.5・ft0）−1.6・τ
＝1.4×153−1.6×2＝214−1.6×2＝210 MPa
ここで，1.5・fｔ0＝（F/2）・1.5＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝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（210，153）＝153 MPa(a-3-2-2) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 249 mm）
ボルトに作用するせん断応力 τ＝2 MPa
1.5・fts1＝1.4・（1.5・ft0）−1.6・τ
＝1.4×153−1.6×2＝214−1.6×2＝210 MPa
ここで，1.5・ft0 ＝（F/2）・1.5
6.9.1-(2)-a-49

＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝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（210，153）＝153 MPa(a-3-2-3) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 194.5 mm）
ボルトに作用するせん断応力 τ＝2 MPa
1.5・fts1＝1.4・（1.5・ft0）−1.6・τ
＝1.4×153−1.6×2＝214−1.6×2＝210 MPa
ここで，1.5・ft0 ＝（F/2）・1.5＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝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（210，153）＝153 MPa(a-3-2-4) 支点間距離 L＝870 mm（基礎ボルトの負担幅 165 mm）
ボルトに作用するせん断応力 τ＝2 MPa
1.5・fts1＝1.4・（1.5・ft0）−1.6・τ
＝1.4×153−1.6×2＝214−1.6×2＝210 MPa
ここで，1.5・ft0 ＝（F/2）・1.5＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝153 MPa6.9.1-(2)-a-50

1.5・fts2＝1.5・ft0＝153 MPa
以上より，
1.5・fts ＝Min（1.5・fts1，1.5・fts2）＝Min（210，153）＝153 MPa6.9.1-(2)-a-51

(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)-a-4 に示す。
表 6.9.1-(2)-a-4 基準津波時の応力評価結果（蓋，基礎ボルト）
評価対象部位

発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

143

204

OK

4

117

OK

144

204

OK

161

204

OK

4

117

OK

162

204

OK

引張

122

153

OK

引張

107

153

OK

引張

92

153

OK

引張

121

153

OK

引張

122

153

OK

引張

96

153

OK

引張

81

153

OK

評価応力
曲げ

1,10

せん断
組合せ

蓋

＊

曲げ
2,3,4,5,6,7,8,9

せん断
組合せ

＊

支点間距離 L＝870
mm，基礎ボルトの負担幅 249 mm
1,10

支点間距離 L＝870
mm，基礎ボルトの負担幅 218 mm
支点間距離 L＝870
mm，基礎ボルトの負担幅 187 mm

基支点間距離 L＝礎

1535 mm，基礎ボルボルト
2,トの負担幅 140 mm

3,

支点間距離 L＝870

4,mm，基礎ボルトの5,

負担幅 249 mm

6,

支点間距離 L＝870

7,mm，基礎ボルトの8,

負担幅 194.5 mm

9支点間距離 L＝870
mm，基礎ボルトの負担幅 165 mm

注記 ＊：曲げ（σｂ）とせん断（τ）の組合せ発生応力≦ｆｔで評価

6.9.1-(2)-a-52

ロ.

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

曲げ

4

204

OK

せん断

1

117

OK

組合せ＊

5

204

OK

曲げ

7

204

OK

せん断

1

117

OK

組合せ＊

8

204

OK

1,10

せん断

2

117

OK

2,3,4,5,6,7,8,9

せん断

3

117

OK

評価対象部位

1,10

評価応力

蓋

2,3,4,5,6,7,8,9

基

礎

ボルト

注記 ＊：曲げ（σｂ）とせん断（τ）の組合せ発生応力≦ｆｔで評価

6.9.1-(2)-a-53

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)-a-6 に示す。
表 6.9.1-(2)-a-6 基準津波＋Sd 地震時の応力評価結果（蓋，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

曲げ

143

204

OK

せん断

4

117

OK

組合せ＊1

144

204

OK

曲げ

161

204

OK

せん断

4

117

OK

組合せ＊1

162

204

OK

引張

122

153＊2

OK

負担幅 249 mm

せん断

1

117

OK

支点間距離 L＝870

引張

107

153＊2

OK

負担幅 218 mm

せん断

1

117

OK

支点間距離 L＝870

引張

92

153＊2

OK

負担幅 187 mm

せん断

1

117

OK

支点間距離 L＝

引張

121

153＊2

OK

評価対象部位

1,10
蓋
2,3,4,5,6,7,8,9

支点間距離 L＝870

評価応力mm，基礎ボルトの1,
10mm，基礎ボルトのmm，基礎ボルトの

基

礎

ボルト

1535 mm，基礎ボル
2,

トの負担幅 140 mm

せん断

2

117

OK

3,

支点間距離 L＝870

引張

122

153＊2

OK

4,

mm，基礎ボルトの5,

負担幅 249 mm

せん断

2

117

OK

6,

支点間距離 L＝870

引張

96

153＊2

OK

7,

mm，基礎ボルトの8,

負担幅 194.5 mm

せん断

2

117

OK

9

支点間距離 L＝870

引張

81

153＊2

OK

せん断

2

117

OK

mm，基礎ボルトの負担幅 165 mm

注記 ＊1：曲げ（σｂ）とせん断（τ）の組合せ発生応力≦ｆｔで評価＊2：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔo−1.6・τ，ƒｔo]より算出

6.9.1-(2)-a-54

ニ. 敷地に遡上する津波時
基準津波時の評価結果を表 6.9.1-(2)-a-7 に示す。
表 6.9.1-(2)-a-7 敷地に遡上する津波時の応力評価結果（蓋，基礎ボルト）
評価対象部位

1,10
蓋
2,3,4,5,6,7,8,9

発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

曲げ

169

204

OK

せん断

4

117

OK

組合せ＊

170

204

OK

曲げ

189

204

OK

せん断

5

117

OK

組合せ＊

190

204

OK

引張

144

153

OK

引張

126

153

OK

引張

108

153

OK

引張

143

153

OK

引張

144

153

OK

引張

113

153

OK

引張

96

153

OK

評価応力

支点間距離 L＝870
mm，基礎ボルトの負担幅 249 mm
1,10

支点間距離 L＝870
mm，基礎ボルトの負担幅 218 mm
支点間距離 L＝870
mm，基礎ボルトの負担幅 187 mm

基支点間距離 L＝礎

1535 mm，基礎ボルボルト
2,トの負担幅 140 mm

3,

支点間距離 L＝870

4,mm，基礎ボルトの5,

負担幅 249 mm

6,

支点間距離 L＝870

7,mm，基礎ボルトの8,

負担幅 194.5 mm

9支点間距離 L＝870
mm，基礎ボルトの負担幅 165 mm

注記 ＊：曲げ（σｂ）とせん断（τ）の組合せ発生応力≦ｆｔで評価

6.9.1-(2)-a-55

ホ.

敷地に遡上する津波＋Sd 地震時
基準津波＋Sd 地震時の評価結果を表 6.9.1-(2)-a-8 に示す。

表 6.9.1-(2)-a-8 基準津波＋Sd 地震時の応力評価結果（蓋，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

曲げ

169

204

OK

せん断

4

117

OK

組合せ＊1

170

204

OK

曲げ

189

204

OK

せん断

5

117

OK

組合せ＊1

190

204

OK

引張

144

153＊2

OK

負担幅 249 mm

せん断

1

117

OK

支点間距離 L＝870

引張

126

153＊2

OK

負担幅 218 mm

せん断

1

117

OK

支点間距離 L＝870

引張

108

153＊2

OK

負担幅 187 mm

せん断

1

117

OK

支点間距離 L＝

引張

143

153＊2

OK

評価対象部位

1,10
蓋
2,3,4,5,6,7,8,9

支点間距離 L＝870

評価応力mm，基礎ボルトの1,
10mm，基礎ボルトのmm，基礎ボルトの

基

礎

ボルト

1535 mm，基礎ボル
2,

トの負担幅 140 mm

せん断

2

117

OK

3,

支点間距離 L＝870

引張

144

153＊2

OK

4,

mm，基礎ボルトの5,

負担幅 249 mm

せん断

2

117

OK

6,

支点間距離 L＝870

引張

113

153＊2

OK

7,

mm，基礎ボルトの8,

負担幅 194.5 mm

せん断

2

117

OK

9

支点間距離 L＝870

引張

96

153＊2

OK

せん断

2

117

OK

mm，基礎ボルトの負担幅 165 mm

注記 ＊1：曲げ（σｂ）とせん断（τ）の組合せ発生応力≦ｆｔで評価＊2：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔo−1.6・τ，ƒｔo]より算出

6.9.1-(2)-a-56

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

1
f

f

p
2pL

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

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

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)

Ay2

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

7

10

5.56045×
10

10

10

1.54695×108
2.51237×7

4.34793×

10

(㎜ 4)

7

9.57173×10

Ay2＋In108
1.04308×6

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

(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

(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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-6

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-7

＝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＝1150 mm

支

L＝1450 mm

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
S2＝w2・B/2

せん断力＝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

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-9

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

＝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 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）＝1.182×105

Z4＝I4/e1＝1.03498×107/87.5＝1.18283×105 mm3＝1.182×105 mm3
AS4：補助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-11

b2＝157mm
端部ウェブ幅は
b2−2・R＝157−2×30＝97 mm
以上より
AS4＝97×9＝873 mm2(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M4＝7.73955×106 N･mm

せん断力

S4＝4.06674×104 N
σb4＝M4/Z4

曲げ応力＝7.73955×106/(1.182×105)＝65.4784＝66 N/mm2
せん断応力

τ4＝S4/AS4＝4.06674×104/873＝46.5835 N/mm2＝47 N/mm2
σm4＝√（σb42＋3・τ42）

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-12

(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

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

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-15

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

(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

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）＝3.707×105

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-18

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

(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＝613 mm

中間桁負担荷重w2＝q2・b2＝0.82×10-3×613＝5.02660 N/mm
＝5.03 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)＝5.03×1350/8×(2×1450-1350)＝1.31565×106 N･mm

せん断力

S2＝w2・B/2＝5.03×1350/2＝3.39525×103 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

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＝1.31565×106 N･mm

せん断力

S2＝3.39525×103 N

曲げ応力σb2＝M2/Z2＝1.31565×106/(6.381×105)＝2.06182＝3 N/mm2

せん断応力

τ2＝S2/AS2＝3.39525×103/(2.592×103)
6.9.1-(2)-b-21

＝1.30989 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

(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 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）＝1.182×105

Z4＝I4/e1＝1.03498×107/87.5＝1.18283×105 mm3＝1.182×105 mm3
AS4：補助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
AS4＝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＝S4/AS4＝6.17542×102/873＝0.707379 N/mm2＝1 N/mm2
6.9.1-(2)-b-23

σm4＝√（σb42＋3・τ42）

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
τ51＝S51/ Ab5固定ボルトのせん応力＝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

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

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

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

(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

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-29

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

＝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＝1150 mm

支

L＝1450 mm

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
S2＝w2・B/2

せん断力＝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

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

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

＝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）＝1.182×105

Z4＝I4/e1＝1.03498×107/87.5＝1.18283×105 mm3＝1.182×105 mm3
AS4：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-34

b2＝157mm
端部ウェブ幅は
b2−2・R＝157−2×30＝97 mm
以上より
AS4＝97×9＝873 mm2(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M4＝7.73955×106 N･mm

せん断力

S4＝4.06674×104 N
σb4＝M4/Z4

曲げ応力＝7.73955×106/(1.182×105)＝65.4784＝66 N/mm2
せん断応力

τ4＝S4/AS4＝4.06674×104/873＝46.5835 N/mm2＝47 N/mm2
σm4＝√（σb42＋3・τ42）

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/n＝1.25013×104/36＝347.258 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-35

＝49.6372 N/mm2＝50 N/mm2
固定ボルトのせん断応力

τ51＝S51/Aｂ＝347.258/706.858＝0.491269 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/n＝1.25013×104/36＝347.258 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＝347.258/706.858＝0.491269 N/mm2＝1 N/mm2
σm4＝√（σt512＋3・τ512）

組合せ応力＝√（1352＋3×12）＝135.011 N/mm2＝136 N/mm2

6.9.1-(2)-b-36

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）

＝0.57

3

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

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-38

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-39

＝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＝1150 mm

支

L＝1450 mm

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
S2＝w2・B/2

せん断力＝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

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

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

＝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）＝1.182×105

Z4＝I4/e1＝1.03498×107/87.5＝1.18283×105 mm3＝1.182×105 mm3
AS4：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-43

b2＝157mm
端部ウェブ幅は
b2−2・R＝157−2×30＝97 mm
以上より
AS4＝97×9＝873 mm2(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M4＝8.16953×106 N･mm

せん断力

S4＝4.29267×104 N
σb4＝M4/Z4

曲げ応力＝8.16953×106/(1.182×105)＝69.1161＝70 N/mm2
せん断応力

τ4＝S4/AS4＝4.29267×104/873＝49.1714 N/mm2＝50 N/mm2
σm4＝√（σb42＋3・τ42）

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

(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

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

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
S1＝w・B/2

せん断力＝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-47

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

＝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＝1150 mm

支

L＝1450 mm

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
S2＝w2・B/2

せん断力＝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

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

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

＝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 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）＝1.182×105

Z4＝I4/e1＝1.03498×107/87.5＝1.18283×105 mm3＝1.182×105 mm3
AS4：補助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

b2＝157mm
端部ウェブ幅は
b2−2・R＝157−2×30＝97 mm
以上より
AS4＝97×9＝873 mm2(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M4＝8.16953×106 N･mm

せん断力

S4＝4.29267×104 N
σb4＝M4/Z4

曲げ応力＝8.16953×106/(1.182×105)＝69.1161＝70 N/mm2
せん断応力

τ4＝τ4＝S4/AS4＝4.29267×104/873＝49.1714 N/mm2＝50 N/mm2
σm4＝√（σb42＋3・τ42）

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

S52＝IHSd/n＝1.25013×104/36＝347.258 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-53

＝52.3948 N/mm2＝53 N/mm2
固定ボルトのせん断応力

τ51＝S51/Aｂ＝347.258/706.858＝0.491269 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/n＝1.25013×104/36＝347.258 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＝347.258/706.858＝0.491269 N/mm2＝1 N/mm2
σm4＝√（σt512＋3・τ512）

組合せ応力＝√（1432＋3×12）＝143.010 N/mm2＝144 N/mm2

6.9.1-(2)-b-54

(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

ここに，L

AW
2 Ac

σca

（N/mm2）160 1.6 K

ただし，

AW
≦2
Ac

L
8
b

の場合

：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）

6.9.1-(2)-b-55

1.5 （N/mm2）

K 2

(a-1-1) 端部桁(a-1-1-1) 許容限界（曲げ）Aw：腹板面積(㎜ 2)＝2484
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-1-1-2) 許容限界（せん断）許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×90＝135 N/mm2(a-1-1-3) 許容限界（組合せ）低減を考慮した許容組合せ応力は以下のとおりとする。
(160−1.6×(2.08×16.88-8))×1.65＝192 N/mm2(a-1-2) 中間桁(a-1-2-1) 許容限界（曲げ）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
Aw/Ac=3312/1800＝1.84
Ａｗ
Ａｃ

2 であるため，K＝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×(2.0×9.0-8))×1.5＝216 N/mm2

6.9.1-(2)-b-56

(a-1-2-2) 許容限界（せん断）許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×90＝135 N/mm2(a-1-2-3) 許容限界（組合せ）低減を考慮した許容組合せ応力は以下のとおりとする。
(160−1.6×(2.0×9.0-8))×1.65＝237 N/mm2(a-1-3) 補助桁(a-1-3-1) 許容限界（曲げ）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，

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-1-3-2) 許容限界（せん断）許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×90＝135 N/mm2(a-1-3-3) 許容限界（組合せ）低減を考慮した許容組合せ応力は以下のとおりとする。
(160−1.6×(2.08×10.22-8))×1.65＝228 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
6.9.1-(2)-b-57

（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-58

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-59

(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-60

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

192

OK

3

216

OK

2

135

OK

5

237

OK

曲げ

1

240

OK

曲げ

1

208

OK

せん断

1

135

OK

組合せ＊1

2

228

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-61

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

1

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-62

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-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

1

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-64

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(a) 固有周期
イ. 固有周期の計算
ＳＡ用海水ピット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，両端支持梁の周期は次のとおり与えられる。
Ｔｆ
Ｅ Ｉ 103

p２

ｆ

１

２

２p Ｌ

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）

＝1320
2

E

：縦弾性係数（N/mm ）＝2.06×105I：断面二次モーメント（mm4）＝1.409×108m：主桁の単位長さ当りの重量（kg/mm）＝0.67348

主桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-1 に示すとおりである。
e1 ＝77.5 mm

ｂ1

部材-1

e2 ＝81.5 mm

ｔ1

h ＝159 mm

ｅ

ｔ2

ｅ1
ｈ

ｂ2

t1 ＝9 mmb1 ＝68 mm
t2 ＝7 mm

ｅ2

部材-2
部材-3

ｂ3

ｔ3

b2 ＝142 mm
t3 ＝8 mmb3 ＝68 mm

図 6.9.1-(2)-c-1 主桁の断面寸法図
以上より，
f＝π2/(2π・13202)･√(2.06×105×1.409×108/0.67348)＝187 Hz
T＝1/f＝0.005 s

6.9.1-(2)-c-1

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。
(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-2-10-2-5-3 SA 用海水ピッ
ト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 D は以下のとおりとする。
Ｗ＝ｍＤ・ｇｍＤ：蓋の質量 8.890×102 kg
以上より，
Ｗ＝8.890×102×9.80665＝8.718×10３ 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。
(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) 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(2)-c-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。

6.9.1-(2)-c-2

表 6.9.1-(2)-c-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

地震による設計震度＊1

及び床面高さ
（m）
ＳＡ用海水

基準地震動

ピット

ＳＳ

EL. 7.3(EL. 8.0＊2)

水平方向ＫＨ1.95

鉛直方向ＫＶ1.12

注記 ＊1：固有周期の計算結果より，ＳＡ用海水ピット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。
基準地震動Ｓｓによる地震荷重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）
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

N

Ｌ

：蓋の長さ

mm

Ｂ

：蓋の幅

mm

Ａ

：蓋の面積

㎜2

ｉｖ

：鉛直地震分布荷重

N/mm2

ＩＨ ＝Ｗ・ＫＨ＝8.718×10３×1.95＝1.700×104 N
ＩＶ ＝Ｗ・ＫＶ＝8.718×10３×1.12＝9.764×103N
Ａ＝Ｂ・Ｌ＝1.960×103・1.320×103＝2.587×106 mm2

ｉｖ＝ＩＶ/Ａ＝3.77×103 N/㎜ 2

6.9.1-(2)-c-3

（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）(a-1-1-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ
＝3.77×10-3 N/mm2

スキンプレート長辺

b＝620 mm

スキンプレート短辺

a＝380 mm

スキンプレートの板厚

t＝13 mm

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＝620/380＝1.6316

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝47.82(a-1-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×47.01×3802×3.77×10-3×0.8/112＝1.695＝2 N/mm2(a-1-2) 蓋（端部桁）(a-1-2-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ
＝3.77×10-3 N/mm2

受圧幅b＝190 mm

負担荷重

w＝q・b
＝3.77×10-3×190＝0.716 N/mm

間

L＝1.240×103 mm

水密幅

B＝1.160×103 mm

支

6.9.1-(2)-c-4

図 6.9.1-(2)-c-2

SA 用海水ピット開口部浸水防止蓋の構造図

SA 用海水ピット開口部浸水防止蓋の主桁の応力評価に当たっては，図 6.9.1-(2)-c-3 に示すとおり単純支持梁として評価する。

Bｗ

L

図 6.9.1-(2)-c-3 応力評価に用いるモデル図
曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ Ｂ）
８＝0.716×1.160×103×(2×1.240×103−
1.160×103)/8＝1.370×105 N･mm
せん断力

ｗ・Ｂ

Ｓ

２

＝0.716×1.160×103/2＝4.153×102 N

6.9.1-(2)-c-5

(a-1-2-2) 断面性能
端部桁の材質SM400

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-4 に示すとおりである。
e1 ＝80 mm
e2 ＝80 mm
h ＝160 mm
t1 ＝10 mm
b1 ＝70 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝140 mm
t3 ＝10 mm
b3 ＝70 mm
図 6.9.1-(2)-c-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) ＝9.956×106 mm4
Z1 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.245×105 mm3Z2 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.245×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝9.000×102 mm2

図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R＝20 mm
ｽｶﾗｯﾌﾟ R20

端部ウェブ幅b2

b2＝140mm

図 6.9.1-(2)-c-5 蓋端部の寸法図(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝0.137×105 N･mm

せん断力

S＝4.153×102 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝1.370×105/（1.245×105）＝1.10 ＝2 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝4.153×102/（9.000×102）＝0.46 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm ＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3・12）＝2.64 N/mm2 ＝3 N/mm2
6.9.1-(2)-c-6

(a-1-3) 蓋（中間桁）(a-1-3-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ
＝3.77×10-3 N/mm2

受圧幅b＝380 mm

負担荷重

w＝q・b
＝3.77×10-3×380＝1.43 N/mm

間

L＝1.240×103 mm

水密幅

B＝1.160×103 mm

曲げモーメントＭ＝支ｗ・Ｂ・ ２Ｌ Ｂ
８＝1.43×1.160×103×(2×1.240×103−
1.160×103)/8＝2.737×105 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・Ｂ
２

＝1.43×1.160×103/2＝8.294×102 N(a-1-3-2) 断面性能
中間桁の材質SM400

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-6 に示すとおりである。
e1 ＝80 mm
e2 ＝80 mm
h ＝160 mm
t1 ＝10 mm
b1 ＝70 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝140 mm
t3 ＝10 mm
b3 ＝70 mm
図 6.9.1-(2)-c-6 中間桁の断面寸法図
I：中間桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.110×107 mm4Z1 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.388×105 mm3Z2 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.388×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝8.640×102 mm26.9.1-(2)-c-7図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝140 mm(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝2.737×105 N･mm

せん断力

S＝8.294×102 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝2.737×105 /（1.245×105）＝1.97＝2 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝8.294×102/（9.000×102）＝0.96＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm ＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3・12）＝2.6 N/mm2＝3 N/mm2

6.9.1-(2)-c-8

(a-1-4) 蓋（端桁）(a-1-4-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ
＝3.77×10-3 N/mm2

受圧幅b＝645 mm

負担荷重

w＝q・b
＝3.77×10-3×645＝2.43 N/mm

端桁長L＝1.933×103 mm

支間長

a1＝410 mm
a2＝1140 mm

補助桁間隔

b1＝645 mm
扉体幅

a1

a2

a1

S a1

S a1

S a1

S a1

S a1

b1

S a1

S a1

S a1

S a1

S a1

b1

端桁長

図 6.9.1-(2)-c-7

L

SA 用海水ピット開口部浸水防止蓋の構造図

SA 用海水ピット開口部浸水防止蓋の応力評価に当たっては，図6.9.1-(2)-c-7 に示すとおり，支承部 2 箇所で支持された、張り出し梁と評価する。

L
w

a1

a2

a1

図 6.9.1-(2)-c-8 応力評価に用いるモデル図
6.9.1-(2)-c-9

曲げモーメント

M＝w/8・(a22 −a12)＝2.43/8×(1.1402 −4102)＝1.905×105 N･mm

せん断力

S＝w・L/2＝2.43×1.933×103/2＝2.349×103 N(a-1-4-2) 断面性能
端桁の材質

SM400

端桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-10 に示すとおりである。
e1 ＝80 mm
e2 ＝80 mm
h ＝160 mm
t1 ＝19 mm
b1 ＝70 mm
t2 ＝70 mm
b2 ＝122 mm
t3 ＝19 mm
b3 ＝70 mm
図 6.9.1-(2)-c-9 端桁の断面寸法図
I ：端桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.618×107 mm4
Z ：端桁の断面係数(mm3)＝2.023×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝1.482×103 mm2
R＝20 mm
ｽｶﾗｯﾌﾟ R20

端部ウェブ幅b2

b2＝122mm

図 6.9.1-(2)-c-10 蓋端部の寸法図(a-1-4-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝1.905×105 N･mm

せん断力

S＝2.349×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝1.905×105/（2.023×105）＝0.94 ＝1 N/mm2

6.9.1-(2)-c-10

せん断応力τ＝S/Aw＝2.349×103/（1.482×103）＝1.6 ＝2 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3・12）＝2.65 ＝4 N/mm2

6.9.1-(2)-c-11

(a-1-5) 蓋（補助桁）(a-1-5-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ
＝3.77×10-3 N/mm2

負担荷重

w＝q

補助桁間隔

a＝380 mm

主桁間隔b＝645 mm

曲げモーメントＭ

ｗ・ａ
１２＝3.77×10-3×3803/12＝1.724×104 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・
４

＝3.77×10-3×3802/2＝1.361×102 N(a-1-5-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-7 に示すとおりである。
e1 ＝36.7 mm
e2 ＝63.3 mm
h ＝100 mm
t1 ＝10 mm
b1 ＝50 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝90 mm
図 6.9.1-(2)-c-11 補助桁の断面寸法図
I ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.301×106 mm4Z1 ：補助桁の断面係数(mm3)＝3.544×104 mm3Z2 ：補助桁の断面係数(mm3)＝2.055×104 mm3

Aw：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝2.790×102 mm2
図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝90 mm

6.9.1-(2)-c-12

(a-1-5-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝1.724×104 N･mm

せん断力

S＝1.361×102 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝1.724×104/（2.055×104)＝0.8 N/mm2 ＝2 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝1.361×102/（2.790×102）＝0.5 N/mm2 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（12+3×12）＝3 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) 発生荷重(上向き)
固定ボルトに作用する荷重を以下のとおり算出する。
P ＝ q・ｂ・L
ここにP：作用荷重q：津波時静水圧

4.04×10-4 N/mm2

L1：補助桁間隔

645 mmba3：荷重分担幅566mm

発生応力が最も大きくなるようが各ボルトの荷重分担幅から最も長いものを評価に用いる。固定ボルトの配置は以下に示す通り。
作用荷重分担幅ba1＝152.0 mm
ba2＝427.5 mm
ba3＝566.0 mm
ba4＝489.0 mm
ba5＝284.5 mm

図 6.9.1-(2)-c-12

SA 用海水ピット開口部浸水防止蓋の固定ボルト配置図
6.9.1-(2)-c-13

以上より，
P ＝ 4.04×10-4×566×645 ＝1.475×102N
また，固定ボルト 1 本あたりに発生するせん断力を以下のとおり算出する。
S：ボルトに作用するせん断力
n：ボルト本数

9 本

以上より，1 本当たり作用荷重（せん断）は以下のとおりとなる。
S＝ＩＨ＝1.700×104 N
S / n＝8.543×103 /9 ＝1.889×103 N(a-2-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS316L

固定ボルトの呼び径

M36（谷径φ＝33.402 mm）

固定ボルトの呼び径断面積

Aｂ＝π/4・φ2＝8.76264×102 mm2(a-2-3) 発生応力
固定ボルトの応力

σｂ＝Ｐｂ／Ａｂ＝1.475×102/8.76264×102＝0.168＝1 N/mm2

固定ボルトのせん断応力

τｂ＝Ｓｂ／Ａｂ＝1.889×103/8.76264×102＝2.2 ＝3 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm ＝√（σ2+3・τ2）＝√（12+3×32）＝5.6＝2 N/mm2

6.9.1-(2)-c-14

(a-3) ブラケット(a-3-1) 発生荷重
作用荷重

Ｆ＝S＝2.349×103 N

ブラケット幅

B＝140 mm

ブラケット長

L＝145 mm

リンク母材幅

ｔ＝22

mm

ｔ= 22

120

Bt= 140F

L2= 145

図 6.9.1-(2)-c-13 ブラケットの構造図(a-3-2) 断面性能
ブラケットの材質

SUS316L
A＝6.600×102 mm2

ピン穴部断面積(a-3-3) 発生応力
支持部引張応力σ＝F/2・t・B＝2.349×103/(2×22×140)＝0.39 ＝1 N/mm2

ピン穴部せん断応力

τ＝F /4A＝2.349×103×103/4×6.600×102＝0.89 ＝1 N/mm

組合せ応力（垂直＋せん断）σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（12+3・12）＝2 N/mm2

6.9.1-(2)-c-15

(a-4) ピン(a-4-1) 発生荷重
作用荷重(1 本当たり)

Ｆ＝S＝2.349×103 N

軸受幅b＝50 mm

支持間隔

L＝86 mm

図 6.9.1-(2)-c-14 支承ピンの構造図
ピンの応力評価に当たっては，図 6.9.1-(2)-c-15 に示す単純支持梁として評価する。

FbＬ
図 6.9.1-(2)-c-15 応力評価に用いるモデル図
曲げモーメント

Ｍ

Ｆ（２Ｌ Ｂ）
８＝2.349×103×(2×86−50)/8＝3.584×104 N･mm
せん断力

S＝F/2
＝2.350/2＝1.175×103 N(a-4-2) 断面性能
ピンの材質

SUS316L

ピンの断面係数

Z＝2.121×104 mm3ピンの断面積A＝2.827×103 mm2

6.9.1-(2)-c-16

(a-4-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝3.584×104 N･mm

せん断力

S＝1.175×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝3.584×104/（1.175×103）＝1.7 ＝2 N/mm2

せん断応力

τ＝S/A
＝1.175×103 /（2.827×103）＝0.42 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3・12）＝2.6 ＝3 N/mm2(a-5) 子扉
子扉は，子扉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-5-1)子扉（スキンプレート）(a-5-1-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ
＝3.77×10-3 N/mm2

スキンプレート長辺b＝460 mm

スキンプレート短辺

a＝150 mm

スキンプレートの板厚

t＝13 mm

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＝460/150＝3.067

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝50.00(a-5-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×50.00×1502×3.77×10-3×1.0/132＝0.25 ＝1 N/mm2

6.9.1-(2)-c-17

(a-5-2)

子扉（主桁）(a-5-2-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ
＝3.77×10-3 N/mm2

受圧幅

子扉主桁 No1 75 mm
No2 150 mm
No3 75 mm

負担荷重

W＝q・b
W1＝3.77×10-3×75＝0.28 N/mm
W2＝3.77×10-3×150＝0.57 N/mm
w3＝w2

支

間

L ＝432 mm

水密高

Hb＝460 mm

水密幅

Bb＝320 mm

図 6.9.1-(2)-c-16

SA 用海水ピット開口部浸水防止蓋の構造図

6.9.1-(2)-c-18

SA 用海水ピット開口部浸水防止蓋の子扉の主桁の応力評価に当たっては，図 6.9.1-(2)-c-17 に示すとおり単純支持梁として評価する。

水密高 Hb
荷重 w 2支間 Ｌ
図 6.9.1-(2)-c-17 応力評価に用いるモデル図

曲げモーメントＭ＝ｗ・Ｈｂ・（２Ｌ Ｈｂ）
８

Ｍ1＝0.283×460×(2×432−460)/8＝6.574×103 N･mm
Ｍ2＝0.566×460×(2×432−460)/8＝1.315×104 N･mm
Ｍ3＝Ｍ1

せん断力

ｗ・Ｈｂ

Ｓ

２

Ｓ1＝0.283×460/2＝65.09 N
Ｓ2＝0.566×460/2＝130.2 N
Ｓ3＝Ｓ1

6.9.1-(2)-c-19

(a-5-2-2) 断面性能
主桁の材質

SM400

主桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-17 に示すとおりである。
e1 ＝48.6 mm
e2 ＝26.4 mm
h ＝75 mm
t1 ＝7 mmb1 ＝40 mm
t2 ＝5mmb2 ＝61 mm
t3 ＝7 mmb3 ＝100 mm
図 6.9.1-(2)-c-18 主桁桁の断面寸法図
I ：主桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.065×106 mm4Z1 ：主桁の断面係数(mm3)＝2.191×105 mm3Z2 ：主桁の断面係数(mm3)＝4.015×105 mm3

Aｗ ：主桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝3.050×102 mm2(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍmax＝Ｍ1＝1.315×104 N･mm

せん断力

Ｓmax＝130.2 N

曲げ応力

σ ＝M/Z1＝1.315×104/（2.191×105）＝0.61 ＝1 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝130.2/（3.050×102）＝0.43 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（12+3・12）＝2 N/mm2

6.9.1-(2)-c-20

ロ. 基準津波時添付書類「V-3-別添 3-2-4-3 SA 用海水ピット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
基準津波時における荷重条件として,鉛直下向きに固定荷重が作用するが，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。
基準津波による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。
２
1
Ｐt ＝ｈ１・Ｗ０＋ ・ＣＤ・ρ・Ｕ
2

ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（N/mm2）
W0：海水の単位体積重量（N/mm3）＝1.01×10‐5

h1：スキンプレート面作用水深（m）＝12.0

CD：抗力係数＝2.01
3

ρ：海水密度（kg/m ）＝1030

U：津波による水位上昇速度（m/s）

＝2.0

以上より，
Pt

＝(12.0×10.10＋(2.01×1030×2.02)/2)/1000＝0.125 N/mm2(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する基準津波荷重は，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
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

スキンプレート長辺

b＝620 mm

スキンプレート短辺

a＝380 mm

スキンプレートの板厚

t＝13 mm

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＝620/380＝1.6316

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝47.82

6.9.1-(2)-c-21

(a-1-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×47.01×3802×0.125×0.8/112＝1.695＝2 N/mm2(a-1-2) 蓋（端部桁）(a-1-2-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

受圧幅b＝190 mm

負担荷重

w＝q・b
＝0.125×190＝23.8 N/mm

水密幅

B＝1.160×103 mm

支

L＝1.240×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ Ｂ）
８＝23.8×1.160×103×(2×1.240×103−
1.160×103)/8＝4.555×106 N･mm
せん断力

ｗ・Ｂ

Ｓ

２

＝23.8×1.160×103/2＝1.380×104 N(a-1-2-2) 断面性能
蓋の材質

SM400

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-4 に示すとおりである。
I ：端部桁の断面二次モーメント(mm4) ＝9.956×106 mm4
Z1 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.245×105 mm3Z2 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.245×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝9.000×102 mm2

図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R ＝20 mmb2＝140mm

6.9.1-(2)-c-22

(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝4.555×106 N･mm

せん断力

S＝1.380×104 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝4.555×106/（1.245×105）＝36.57 ＝37 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝1.380×104/（9.000×102）＝15.33 ＝16 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm ＝√（σ2+3・τ2）＝√（372+3・162）＝46.2 N/mm2 ＝47 N/mm2(a-1-3) 蓋（中間桁）(a-1-3-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

受圧幅b＝380 mm

負担荷重

w＝q・b
＝0.125×380＝47.5 N/mm

間

L＝1.240×103 mm

水密幅

B＝1.160×103 mm

曲げモーメントＭ＝支ｗ・Ｂ・ ２Ｌ Ｂ
８＝47.5×1.160×103×(2×1.240×103−
1.160×103)/8＝9.092×106 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・Ｂ
２

＝47.5×1.160×103/2＝2.755×104 N

6.9.1-(2)-c-23

(a-1-3-2) 断面性能
中間桁の材質SM400

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-6 に示すとおりである。
I：中間桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.110×107 mm4Z1 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.388×105 mm3Z2 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.388×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝8.640×102 mm2

図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝140 mm(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝9.092×106 N･mm

せん断力

S＝2.755×104 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝9.092×106/（1.245×105）＝65.50＝66 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝2.755×104/（9.000×102）＝31.88＝32 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm ＝√（σ2+3・τ2）＝√（662+3・322）＝86.1 ＝87 N/mm2

6.9.1-(2)-c-24

(a-1-4) 蓋（端桁）(a-1-4-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt＝0.125 N/mm2

受圧幅b＝645 mm

負担荷重

w＝q・b
＝0.125×645＝80.6 N/mm

端桁長L＝1.933×103 mm

支間長

a1＝410 mm
a2＝1140 mm

補助桁間隔

b1＝645 mm

曲げモーメント

M＝w/8・(a22 −a12)＝80.6/8×(1.1402 −4102)＝6.319×106 N･mm

せん断力

S＝w・L/2＝80.6×1.933×103/2＝7.790×104 N(a-1-4-2) 断面性能
蓋の材質

SM400

端桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-10 に示すとおりである。
I ：端桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.618×107 mm4
Z ：端桁の断面係数(mm3)＝2.023×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝1.482×103 mm2(a-1-4-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝6.319×106 N･mm

せん断力

S＝7.790×104 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝6.319×106/（2.023×105）＝31.23＝32 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝7.790×104/（1.482×103）＝52.56 ＝53 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（322+3・532）＝97.2 ＝98 N/mm2
6.9.1-(2)-c-25

(a-1-5) 蓋（補助桁）(a-1-5-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt＝0.125 N/mm2

負担荷重

w＝q＝0.125 N/mm2

補助桁間隔

a＝380 mm

主桁間隔b＝645 mm

曲げモーメントＭ

ｗ・ａ
１２＝0.125×3803/12＝5.716×105 N･mm
せん断力

ｗ・a2

Ｓ

４

＝0.125×3802/2＝4.513×103 N(a-1-5-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-7 に示すとおりである。
I ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.301×106 mm4Z1 ：補助桁の断面係数(mm3)＝3.544×104 mm3Z2 ：補助桁の断面係数(mm3)＝2.055×104 mm3

Aw：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝2.790×102 mm2
図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝90 mm(a-1-5-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝5.716×105 N･mm

せん断力

S＝4.513×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝5.716×105/（2.055×104)＝27.82 ＝28 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝4.513×103/（2.790×102）＝16.17 ＝17 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（282+3×172）＝40.6 ＝41 N/mm2
6.9.1-(2)-c-26

(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) 発生荷重(上向き)
固定ボルトに作用する荷重を以下のとおり算出する。
P ＝ q・ｂ・L
ここにP：作用荷重q：津波時静水圧0.125 N/mm2

L1：補助桁間隔

645 mmba3：荷重分担幅566mm

発生応力が最も大きくなるようが各ボルトの荷重分担幅から最も長いものを評価に用いる。固定ボルトの配置は図 6.9.1-(2)-c-12 に示す
通り。
以上より，
P ＝ 0.125×566×645 ＝ 4.563×104 N
また，固定ボルト 1 本あたりに発生するせん断力を以下のとおり算出する。
S ：ボルトに作用するせん断力
Ｗ：自重 Ｗ＝ｍＤ・ｇ＝8.718×103 N
ＫHSd：弾性設計用地震動Ｓｄによる水平方向の設計震度n：ボルト本数

0.98
9 本

以上より，1 本当たり作用荷重（せん断）は以下のとおりとなる。
S＝ＩHSd＝Ｗ・ＫHSd＝8.543×103 N
S / n＝8.543×103 /9 ＝ 949.3 N(a-2-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS316L

固定ボルトの呼び径

M36（谷径φ＝33.402 mm）

固定ボルトの呼び径断面積

Aｂ＝π/4・φ2＝8.76264×102 mm2(a-2-3) 発生応力
固定ボルトのせん断応力

τｂ＝Ｓｂ／Ａｂ＝949.3/8.76264×102＝1.08 ＝2 N/mm2

6.9.1-(2)-c-27

(a-3) ブラケット(a-3-1) 発生荷重
Ｆ＝S＝7.790×104 N

作用荷重

S:端桁に作用するせん断力
ブラケット幅

B＝140 mm

ブラケット長

L＝145 mm

ブラケットの板厚

ｔ＝22 mm(a-3-2) 断面性能
ブラケットの材質

SUS316L
A＝6.600×102 mm2

ピン穴部断面積(a-3-3) 発生応力
支持部引張応力σ＝F/2・t・B＝7.790×104 /(2×22×140)＝12.65 ＝13 N/mm2

ピン穴部せん断応力

τ＝F /4A＝7.790×104 /4×6.600×102＝29.50 ＝30 N/mm

組合せ応力（垂直＋せん断）σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（132+3・302）＝53.56 ＝54N/mm2

6.9.1-(2)-c-28

(a-4) ピン(a-4-1) 発生荷重
作用荷重(1 本当たり)

Ｆ＝S＝7.790×104 N

軸受幅

b＝50 mm

支持間隔

L＝86 mm

曲げモーメント

Ｍ

Ｆ（２Ｌ Ｂ）
８＝7.790×104×(2×86−50)/8＝1.188×106 N･mm
せん断力

S＝F/2
＝7.790×104/2＝3.895×104 N(a-4-2) 断面性能
ピンの材質

SUS316L

ピンの断面係数

Z＝2.121×104 mm3ピンの断面積A＝2.827×103 mm2(a-4-3) 発生応力
曲げ応力

σ＝M/Z
＝3.584×104/（1.175×103）＝1.7 ＝2 N/mm2

せん断応力

τ＝S/A
＝1.175×103 /（2.827×103）＝0.42 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3・12）＝2.6 ＝3 N/mm2

6.9.1-(2)-c-29

(a-5) 子扉
子扉は，子扉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-5-1)子扉（スキンプレート）(a-5-1-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

スキンプレート長辺b＝460 mm

スキンプレート短辺

a＝150 mm

スキンプレートの板厚

t＝13 mm

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＝460/150＝3.067

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝50.00(a-5-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×50.00×1502×0.125×1.0/132＝0.25 ＝1 N/mm2(a-5-2)子扉(a-5-2-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

受圧幅

子扉主桁 No1 75 mm
No2 150 mm
No3 75 mm

負担荷重

W＝q・b
W1＝0.125×75＝9.375 N/mm
W2＝0.125×150＝18.75 N/mm
w3＝w1

支

間

L ＝432 mm

水密高

Hb＝460 mm

水密幅

Bb＝320 mm
6.9.1-(2)-c-30

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｈｂ・（２Ｌ Ｈｂ）
８

Ｍ1＝9.375×460×(2×432−460)/8＝2.178×103 N･mm
Ｍ2＝18.75×460×(2×432−460)/8＝4.356×105 N･mm
Ｍ3＝Ｍ1
せん断力

ｗ・Ｈｂ

Ｓ

２

Ｓ1＝9.375×460/2＝2.156×103 N
Ｓ2＝18.75×460/2＝4.313×103 N
Ｓ3＝Ｓ1(a-5-2-2) 断面性能
主桁の材質

SM400

主桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-18 に示すとおりである。
I ：主桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.065×106 mm4Z1 ：主桁の断面係数(mm3)＝2.191×105 mm3Z2 ：主桁の断面係数(mm3)＝4.015×105 mm3

Aｗ ：主桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝3.050×102 mm2(a-5-2-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍmax＝Ｍ1＝4.356×105 N･mm

せん断力

Ｓmax＝4.313×103 N

曲げ応力

σ ＝M/Z1＝4.356×105/（2.191×105）＝19.88 ＝20 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝4.313×103 /（3.050×102）＝14.14 ＝15 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（202+3・152）＝32.79 ＝33 N/mm2
ハ.

基準津波+余震時
添付書類「V-3-別添 3-2-4-3 SA 用海水ピット開口部浸水防止蓋の強度計算書」に
6.9.1-(2)-c-31

て示す記号を使用する。
(イ) 荷重条件
基準津波+余震時における荷重条件として, 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。鉛直下向きに固定荷重が作用するが，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。
水平地震荷重は，固定質量による水平地震慣性力を考慮する。
基準津波による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。
２
1
Ｐt ＝ｈ１・Ｗ０＋ ・ＣＤ・ρ・Ｕ
2

ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（N/mm2）
W0：海水の単位体積重量（N/mm3）＝1.01×10‐5

h1：スキンプレート面作用水深（m）＝12.0

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）

＝2.0

以上より，
Pt

＝(12.0×10.10＋(2.01×1030×2.02)/2)/1000＝0.125 N/mm2

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＊1

（m）
ＳＡ用海水
弾性設計用地震動

ピット

Ｓｄ−Ｄ１

EL. 7.3(EL. 8.0＊2)

水平方向ＫＨＳｄ0.98

鉛直方向ＫＶＳｄ0.56

注記 ＊1：固有値解析結果により，ＳＡ用海水ピット開口部浸水防止蓋の固有振動数が20Hz 以上であることを確認したため，最大床応答加速度の 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。
水平地震荷重は，以下のとおり固定質量による水平地震慣性力を考慮する。
ＩＨＳｄ＝Ｗ・ＫＨＳｄ ＝8.718×103×0.98 ＝8.543×103 N(ロ) 各部の応力計算

6.9.1-(2)-c-32

蓋に作用する津波＋余震荷重は，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
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

スキンプレート長辺

b＝620 mm

スキンプレート短辺

a＝380 mm

スキンプレートの板厚

t＝13 mm

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＝620/380＝1.6316

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝47.82(a-1-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×47.01×3802×0.125×0.8/112＝1.695 ＝2 N/mm2

6.9.1-(2)-c-33

(a-1-2) 蓋（端部桁）(a-1-2-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt＝0.125 N/mm2

受圧幅b＝190 mm

負担荷重

w＝q・b
＝0.125×190＝23.8 N/mm

水密幅

B＝1.160×103 mm

支

L＝1.240×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ Ｂ）
８＝23.8×1.160×103×(2×1.240×103−
1.160×103)/8＝4.555×106 N･mm
せん断力

ｗ・Ｂ

Ｓ

２

＝23.8×1.160×103/2＝1.380×104 N(a-1-2-2) 断面性能
蓋の材質

SM400

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-4 に示すとおりである。
I ：端部桁の断面二次モーメント(mm4) ＝9.956×106 mm4
Z1 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.245×105 mm3Z2 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.245×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝9.000×102 mm2

図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R ＝20 mmb2＝140mm(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝4.555×106 N･mm

せん断力

S＝1.380×104 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝4.555×106/（1.245×105）＝36.57 ＝37 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝1.380×104/（9.000×102）＝15.33 ＝16 N/mm2
6.9.1-(2)-c-34

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm ＝√（σ2+3・τ2）＝√（372+3・162）＝46.2 N/mm2 ＝47 N/mm2(a-1-3) 蓋（中間桁）(a-1-3-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

受圧幅b＝380 mm

負担荷重

w＝q・b
＝0.125×380＝47.5 N/mm

間

L＝1.240×103 mm

水密幅

B＝1.160×103 mm

曲げモーメントＭ＝支ｗ・Ｂ・ ２Ｌ Ｂ
８＝47.5×1.160×103×(2×1.240×103−
1.160×103)/8＝9.092×106 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・Ｂ
２

＝47.5×1.160×103/2＝2.755×104 N(a-1-3-2) 断面性能
中間桁の材質SM400

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-6 に示すとおりである。
I：中間桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.110×107 mm4Z1 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.388×105 mm3Z2 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.388×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝8.640×102 mm2

図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝140 mm

6.9.1-(2)-c-35

(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝9.092×106 N･mm

せん断力

S＝2.755×104 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝9.092×106/（1.245×105）＝65.50＝66 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝2.755×104/（9.000×102）＝31.88＝32 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm ＝√（σ2+3・τ2）＝√（662+3・322）＝86.1 ＝87 N/mm2(a-1-4) 蓋（端桁）(a-1-4-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

受圧幅b＝645 mm

負担荷重

w＝q・b
＝0.125×645＝80.6 N/mm

端桁長L＝1.933×103 mm

支間長

a1＝410 mm
a2＝1140 mm

補助桁間隔

b1＝645 mm

曲げモーメント

M＝w/8・(a22 −a12)＝80.6/8×(1.1402 −4102)＝6.319×106 N･mm

せん断力

S＝w・L/2＝80.6×1.933×103/2＝7.790×104 N(a-1-4-2) 断面性能
蓋の材質

SM400

端桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-10 に示すとおりである。
I ：端桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.618×107 mm4
Z ：端桁の断面係数(mm3)＝2.023×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝1.482×103 mm2
6.9.1-(2)-c-36

(a-1-4-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝6.319×106 N･mm

せん断力

S＝7.790×104 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝6.319×106/（2.023×105）＝31.23＝32 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝7.790×104/（1.482×103）＝52.56 ＝53 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（322+3・532）＝97.2 ＝98 N/mm2(a-1-5) 蓋（補助桁）(a-1-5-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt＝0.125 N/mm2

負担荷重

w＝q＝0.125 N/mm2

補助桁間隔

a＝380 mm

主桁間隔b＝645 mm

曲げモーメントＭ

ｗ・ａ
１２＝0.125×3803/12＝5.716×105 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・a2
４

＝0.125×3802/2＝4.513×103 N(a-1-5-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-7 に示すとおりである。
I ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.301×106 mm4Z1 ：補助桁の断面係数(mm3)＝3.544×104 mm3Z2 ：補助桁の断面係数(mm3)＝2.055×104 mm3

Aw：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝2.790×102 mm2
図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝90 mm
6.9.1-(2)-c-37

(a-1-5-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝5.716×105 N･mm

せん断力

S＝4.513×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝5.716×105/（2.055×104)＝27.82 ＝28 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝4.513×103/（2.790×102）＝16.17 ＝17 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（282+3×172）＝40.6 ＝41 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) 発生荷重(上向き)
固定ボルトに作用する荷重を以下のとおり算出する。
P ＝ q・ｂ・L
ここにP：作用荷重q：津波時静水圧0.125 N/mm2

L1：補助桁間隔

645 mmba3：荷重分担幅566mm

発生応力が最も大きくなるようが各ボルトの荷重分担幅から最も長いものを評価に用いる。固定ボルトの配置は図 6.9.1-(2)-c-12 に示す
通り。
以上より，
P ＝ 0.125×566×645 ＝ 4.563×104 N
また，固定ボルト 1 本あたりに発生するせん断力を以下のとおり算出する。
S ：ボルトに作用するせん断力
Ｗ：自重 Ｗ＝ｍＤ・ｇ＝8.718×103 N
ＫHSd：弾性設計用地震動Ｓｄによる水平方向の設計震度n：ボルト本数

0.98
9 本

以上より，1 本当たり作用荷重（せん断）は以下のとおりとなる。
S＝ＩHSd＝Ｗ・ＫHSd＝8.543×103 N
S / n＝8.543×103 /9 ＝ 949.3 N

6.9.1-(2)-c-38

(a-2-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS316L

固定ボルトの呼び径

M36（谷径φ＝33.402 mm）

固定ボルトの呼び径断面積

Aｂ＝π/4・φ2＝8.76264×102 mm2(a-2-3) 発生応力
固定ボルトの応力

σｂ＝Ｐｂ／Ａｂ＝4.563×104/8.76264×102＝52.07 ＝53 N/mm2

固定ボルトのせん断応力

τｂ＝Ｓｂ／Ａｂ＝949.3/8.76264×102＝1.08 ＝2 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σbm ＝√（σ2+3・τ2）＝√（532+3×22）＝54.11 ＝2 N/mm2(a-3) ブラケット(a-3-1) 発生荷重
Ｆ＝S＝7.790×104 N

作用荷重

S:端桁に作用するせん断力
ブラケット幅

B＝140 mm

ブラケット長

L＝145 mm

ブラケットの板厚

ｔ＝22 mm(a-3-2) 断面性能
ブラケットの材質

SUS316L
A＝6.600×102 mm2

ピン穴部断面積(a-3-3) 発生応力
支持部引張応力σ＝F/2・t・B＝7.790×104 /(2×22×140)＝12.65 ＝13 N/mm2

ピン穴部せん断応力

τ＝F /4A＝7.790×104 /4×6.600×102＝29.50 ＝30 N/mm

組合せ応力（垂直＋せん断）σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（132+3・302）＝53.56 ＝54N/mm2
6.9.1-(2)-c-39

(a-4) ピン(a-4-1) 発生荷重
作用荷重(1 本当たり)

Ｆ＝S＝7.790×104 N

軸受幅

b＝50 mm

支持間隔

L＝86 mm

曲げモーメント

Ｍ

Ｆ（２Ｌ Ｂ）
８＝7.790×104×(2×86−50)/8＝1.188×106 N･mm
せん断力

S＝F/2
＝7.790×104/2＝3.895×104 N(a-4-2) 断面性能
ピンの材質

SUS316L

ピンの断面係数

Z＝2.121×104 mm3ピンの断面積A＝2.827×103 mm2(a-4-3) 発生応力
曲げ応力

σ＝M/Z
＝3.584×104/（1.175×103）＝1.7 ＝2 N/mm2

せん断応力

τ＝S/A
＝1.175×103 /（2.827×103）＝0.42 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3・12）＝2.6 ＝3 N/mm2

6.9.1-(2)-c-40

(a-5) 子扉
子扉は，子扉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-5-1)子扉（スキンプレート）(a-5-1-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

スキンプレート長辺b＝460 mm

スキンプレート短辺

a＝150 mm

スキンプレートの板厚

t＝13 mm

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＝460/150＝3.067

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝50.00(a-5-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×50.00×1502×0.125×1.0/132＝0.25 ＝1 N/mm2(a-5-2)子扉(a-5-2-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

受圧幅

子扉主桁 No1 75 mm
No2 150 mm
No3 75 mm

負担荷重

W＝q・b
W1＝0.125×75＝9.375 N/mm
W2＝0.125×150＝18.75 N/mm
w3＝w1

支

間

L ＝432 mm

水密高

Hb＝460 mm

水密幅

Bb＝320 mm
6.9.1-(2)-c-41

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｈｂ・（２Ｌ Ｈｂ）
８

Ｍ1＝9.375×460×(2×432−460)/8＝2.178×103 N･mm
Ｍ2＝18.75×460×(2×432−460)/8＝4.356×105 N･mm
Ｍ3＝Ｍ1
＝2.178×103 N･mm
せん断力

ｗ・Ｈｂ

Ｓ

２

Ｓ1＝9.375×460/2＝2.156×103 N
Ｓ2＝18.75×460/2＝4.313×103 N
Ｓ3＝Ｓ1＝2.156×103 N(a-5-2-2) 断面性能
主桁の材質

SM400

主桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-18 に示すとおりである。
I ：主桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.065×106 mm4Z1 ：主桁の断面係数(mm3)＝2.191×105 mm3Z2 ：主桁の断面係数(mm3)＝4.015×105 mm3

Aｗ ：主桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝3.050×102 mm2(a-5-2-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍmax＝Ｍ1＝4.356×105 N･mm

せん断力

Ｓmax＝4.313×103 N

曲げ応力

σ ＝M/Z1＝4.356×105/（2.191×105）＝19.88 ＝20 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝4.313×103 /（3.050×102）＝14.14 ＝15 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（202+3・152）＝32.79 ＝33 N/mm2

6.9.1-(2)-c-42

ニ.

敷地に遡上する津波時添付書類「V-3-別添 3-2-4-3 SA 用海水ピット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
敷地に遡上する津波時における荷重条件として,鉛直下向きに固定荷重が作用するが，敷地に遡上する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。
敷地に遡上する津波による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。
２
1
Ｐt ＝ｈ１・Ｗ０＋ ・ＣＤ・ρ・Ｕ
2

ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（N/mm2）
W0：海水の単位体積重量（N/mm3）＝1.01×10‐5

h1：スキンプレート面作用水深（m）＝12.0

CD：抗力係数＝2.01
3

ρ：海水密度（kg/m ）＝1030

U：津波による水位上昇速度（m/s）

＝2.0

以上より，
Pt

＝(12.0×10.10＋(2.01×1030×2.02)/2)/1000＝0.125 N/mm2

6.9.1-(2)-c-43

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する敷地に遡上する津波荷重は，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荷重 q＝Pt
＝0.125 N/mm2
スキンプレート長辺

b＝620 mm

スキンプレート短辺

a＝380 mm

スキンプレートの板厚

t＝13 mm

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＝620/380＝1.6316

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝47.82(a-1-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×47.01×3802×0.125×0.8/112＝1.695＝2 N/mm2

6.9.1-(2)-c-44

(a-1-2) 蓋（端部桁）(a-1-2-1) 発生荷重
敷地に遡上する津波荷重 q＝Pt
＝0.125 N/mm2
受圧幅b＝190 mm

負担荷重

w＝q・b
＝0.125×190＝23.8 N/mm

水密幅

B＝1.160×103 mm

支

L＝1.240×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ Ｂ）
８＝23.8×1.160×103×(2×1.240×103−
1.160×103)/8＝4.555×106 N･mm
せん断力

ｗ・Ｂ

Ｓ

２

＝23.8×1.160×103/2＝1.380×104 N(a-1-2-2) 断面性能
蓋の材質

SM400

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-4 に示すとおりである。
I ：端部桁の断面二次モーメント(mm4) ＝9.956×106 mm4
Z1 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.245×105 mm3Z2 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.245×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝9.000×102 mm2

図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R ＝20 mmb2＝140mm

6.9.1-(2)-c-45

(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝4.555×106 N･mm

せん断力

S＝1.380×104 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝4.555×106/（1.245×105）＝36.57 ＝37 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝1.380×104/（9.000×102）＝15.33 ＝16 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm ＝√（σ2+3・τ2）＝√（372+3・162）＝46.2 N/mm2 ＝47 N/mm2(a-1-3) 蓋（中間桁）(a-1-3-1) 発生荷重
敷地に遡上する津波荷重 q＝Pt
＝0.125 N/mm2
受圧幅b＝380 mm

負担荷重

w＝q・b
＝0.125×380＝47.5 N/mm

間

L＝1.240×103 mm

水密幅

B＝1.160×103 mm

曲げモーメントＭ＝支ｗ・Ｂ・ ２Ｌ Ｂ
８＝47.5×1.160×103×(2×1.240×103−
1.160×103)/8＝9.092×106 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・Ｂ
２

＝47.5×1.160×103/2＝2.755×104 N

6.9.1-(2)-c-46

(a-1-3-2) 断面性能
中間桁の材質SM400

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-6 に示すとおりである。
I：中間桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.110×107 mm4Z1 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.388×105 mm3Z2 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.388×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝8.640×102 mm2

図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝140 mm(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝9.092×106 N･mm

せん断力

S＝2.755×104 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝9.092×106/（1.245×105）＝65.50＝66 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝2.755×104/（9.000×102）＝31.88＝32 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm ＝√（σ2+3・τ2）＝√（662+3・322）＝86.1 ＝87 N/mm2(a-1-4) 蓋（端桁）(a-1-4-1) 発生荷重
敷地に遡上する津波荷重 q＝Pt＝0.125 N/mm2
受圧幅b＝645 mm

負担荷重

w＝q・b
＝0.125×645＝80.6 N/mm

端桁長L＝1.933×103 mm

支間長

a1＝410 mm
a2＝1140 mm

補助桁間隔

b1＝645 mm

曲げモーメント

M＝w/8・(a22 −a12)＝80.6/8×(1.1402 −4102)＝6.319×106 N･mm

6.9.1-(2)-c-47

せん断力

S＝w・L/2＝80.6×1.933×103/2＝7.790×104 N(a-1-4-2) 断面性能
蓋の材質

SM400

端桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-10 に示すとおりである。
I ：端桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.618×107 mm4
Z ：端桁の断面係数(mm3)＝2.023×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝1.482×103 mm2(a-1-4-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝6.319×106 N･mm

せん断力

S＝7.790×104 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝6.319×106/（2.023×105）＝31.23＝32 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝7.790×104/（1.482×103）＝52.56 ＝53 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（322+3・532）＝97.2 ＝98 N/mm2(a-1-5) 蓋（補助桁）(a-1-5-1) 発生荷重
敷地に遡上する津波荷重 q＝Pt
＝0.125 N/mm2
負担荷重

w＝q
＝0.125 N/mm2

補助桁間隔

a＝380 mm

主桁間隔b＝645 mm

曲げモーメントＭ

ｗ・ａ
１２＝0.125×3803/12＝5.716×105 N･mm

6.9.1-(2)-c-48

せん断力

ｗ・a2

Ｓ

４

＝0.125×3802/2＝4.513×103 N(a-1-5-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-7 に示すとおりである。
I ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.301×106 mm4Z1 ：補助桁の断面係数(mm3)＝3.544×104 mm3Z2 ：補助桁の断面係数(mm3)＝2.055×104 mm3

Aw：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝2.790×102 mm2
図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝90 mm(a-1-5-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

M＝5.716×105 N･mm

せん断力

S＝4.513×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝5.716×105/（2.055×104)＝27.82 ＝28 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝4.513×103/（2.790×102）＝16.17 ＝17 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（282+3×172）＝40.6 ＝41 N/mm2

6.9.1-(2)-c-49

(a-2) 固定ボルト
蓋に作用する敷地に遡上する津波荷重は，蓋を介して固定ボルトに伝達するものとする。
(a-2-1) 発生荷重(上向き)
固定ボルトに作用する荷重を以下のとおり算出する。
P ＝ q・ｂ・L
ここにP：作用荷重q：津波時静水圧0.125 N/mm2

L1：補助桁間隔

645 mmba3：荷重分担幅566mm

発生応力が最も大きくなるようが各ボルトの荷重分担幅から最も長いものを評価に用いる。固定ボルトの配置は図 6.9.1-(2)-c-12 に示す
通り。
以上より，
P ＝ 0.125×566×645 ＝ 4.563×104 N
また，固定ボルト 1 本あたりに発生するせん断力を以下のとおり算出する。
S ：ボルトに作用するせん断力
Ｗ：自重 Ｗ＝ｍＤ・ｇ＝8.718×103 N
ＫHSd：弾性設計用地震動Ｓｄによる水平方向の設計震度n：ボルト本数

0.98
9 本

以上より，1 本当たり作用荷重（せん断）は以下のとおりとなる。
S＝ＩHSd＝Ｗ・ＫHSd＝8.543×103 N
S / n＝8.543×103 /9 ＝ 949.3 N(a-2-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS316L

固定ボルトの呼び径

M36（谷径φ＝33.402 mm）

固定ボルトの呼び径断面積

Aｂ＝π/4・φ2＝8.76264×102 mm2(a-2-3) 発生応力
固定ボルトのせん断応力

τｂ＝Ｓｂ／Ａｂ＝949.3/8.76264×102＝1.08 ＝2 N/mm2

6.9.1-(2)-c-50

(a-3) ブラケット(a-3-1) 発生荷重
Ｆ＝S＝7.790×104 N

作用荷重

S:端桁に作用するせん断力
ブラケット幅

B＝140 mm

ブラケット長

L＝145 mm

ブラケットの板厚

ｔ＝22 mm(a-3-2) 断面性能
ブラケットの材質

SUS316L
A＝6.600×102 mm2

ピン穴部断面積(a-3-3) 発生応力
支持部引張応力σ＝F/2・t・B＝7.790×104 /(2×22×140)＝12.65 ＝13 N/mm2

ピン穴部せん断応力

τ＝F /4A＝7.790×104 /4×6.600×102＝29.50 ＝30 N/mm

組合せ応力（垂直＋せん断）σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（132+3・302）＝53.56 ＝54N/mm2

6.9.1-(2)-c-51

(a-4) ピン(a-4-1) 発生荷重
作用荷重(1 本当たり)

Ｆ＝S＝7.790×104 N

軸受幅

b＝50 mm

支持間隔

L＝86 mm

曲げモーメント

Ｍ

Ｆ（２Ｌ Ｂ）
８＝7.790×104×(2×86−50)/8＝1.188×106 N･mm
せん断力

S＝F/2
＝7.790×104/2＝3.895×104 N(a-4-2) 断面性能
ピンの材質

SUS316L

ピンの断面係数

Z＝2.121×104 mm3ピンの断面積A＝2.827×103 mm2(a-4-3) 発生応力
曲げ応力

σ＝M/Z
＝3.584×104/（1.175×103）＝1.7 ＝2 N/mm2

せん断応力

τ＝S/A
＝1.175×103 /（2.827×103）＝0.42 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3・12）＝2.6 ＝3 N/mm2

6.9.1-(2)-c-52

(a-5) 子扉
子扉は，子扉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-5-1)子扉（スキンプレート）(a-5-1-1) 発生荷重
作用荷重

q＝0.125 N/mm2

スキンプレート長辺b＝460 mm

スキンプレート短辺

a＝150 mm

スキンプレートの板厚

t＝13 mm

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＝460/150＝3.067

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝50.00(a-5-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×50.00×1502×0.125×1.0/132＝0.25 ＝1 N/mm2(a-5-2)子扉(a-5-2-1) 発生荷重
敷地に遡上する津波荷重 q＝Pt
＝0.125 N/mm2
受圧幅

子扉主桁 No1 75 mm
No2 150 mm
No3 75 mm

負担荷重

W＝q・b
W1＝0.125×75＝9.375 N/mm
W2＝0.125×150＝18.75 N/mm
w3＝w1

支

間

L ＝432 mm

水密高

Hb＝460 mm

水密幅

Bb＝320 mm

6.9.1-(2)-c-53

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｈｂ・（２Ｌ Ｈｂ）
８

Ｍ1＝9.375×460×(2×432−460)/8＝2.178×103 N･mm
Ｍ2＝18.75×460×(2×432−460)/8＝4.356×105 N･mm
Ｍ3＝Ｍ1
せん断力

ｗ・Ｈｂ

Ｓ

２

Ｓ1＝9.375×460/2＝2.156×103 N
Ｓ2＝18.75×460/2＝4.313×103 N
Ｓ3＝Ｓ1(a-5-2-2) 断面性能
主桁の材質

SM400

主桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-18 に示すとおりである。
I ：主桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.065×106 mm4Z1 ：主桁の断面係数(mm3)＝2.191×105 mm3Z2 ：主桁の断面係数(mm3)＝4.015×105 mm3

Aｗ ：主桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝3.050×102 mm2(a-5-2-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍmax＝Ｍ1＝4.356×105 N･mm

せん断力

Ｓmax＝4.313×103 N

曲げ応力

σ ＝M/Z1＝4.356×105/（2.191×105）＝19.88 ＝20 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝4.313×103 /（3.050×102）＝14.14 ＝15 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（202+3・152）＝32.79 ＝33 N/mm2

6.9.1-(2)-c-54

ホ. 敷地に遡上する津波+余震時(イ) 荷重条件
添付書類「V-3-別添 3-2-4-3 SA 用海水ピット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。
(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)

敷地に遡上する津波荷重
敷地に遡上する津波荷重は「敷地に遡上する津波時」と同じ値とする。

（a-3）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。
(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する敷地に遡上する津波荷重は，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
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

スキンプレート長辺

b＝620 mm

スキンプレート短辺

a＝380 mm

スキンプレートの板厚

t＝13 mm

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＝620/380＝1.6316

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝47.82(a-1-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×47.01×3802×0.125×0.8/112＝1.695 ＝2 N/mm2(a-1-2) 蓋（端部桁）6.9.1-(2)-c-55

(a-1-2-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

受圧幅b＝190 mm

負担荷重

w＝q・b
＝0.125×190＝23.8 N/mm

水密幅

B＝1.160×103 mm

支

L＝1.240×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ Ｂ）
８＝23.8×1.160×103×(2×1.240×103−
1.160×103)/8＝4.555×106 N･mm
せん断力

ｗ・Ｂ

Ｓ

２

＝23.8×1.160×103/2＝1.380×104 N(a-1-2-2) 断面性能
蓋の材質

SM400

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-4 に示すとおりである。
I ：端部桁の断面二次モーメント(mm4) ＝9.956×106 mm4
Z1 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.245×105 mm3Z2 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.245×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝9.000×102 mm2

図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R ＝20 mmb2＝140mm(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝4.555×106 N･mm

せん断力

S＝1.380×104 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝4.555×106/（1.245×105）＝36.57 ＝37 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝1.380×104/（9.000×102）＝15.33 ＝16 N/mm2
6.9.1-(2)-c-56

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm ＝√（σ2+3・τ2）＝√（372+3・162）＝46.2 N/mm2 ＝47 N/mm2(a-1-3) 蓋（中間桁）(a-1-3-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

受圧幅b＝380 mm

負担荷重

w＝q・b
＝0.125×380＝47.5 N/mm

間

L＝1.240×103 mm

水密幅

B＝1.160×103 mm

曲げモーメントＭ＝支ｗ・Ｂ・ ２Ｌ Ｂ
８＝47.5×1.160×103×(2×1.240×103−
1.160×103)/8＝9.092×106 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・Ｂ
２

＝47.5×1.160×103/2＝2.755×104 N(a-1-3-2) 断面性能
中間桁の材質SM400

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-6 に示すとおりである。
I：中間桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.110×107 mm4Z1 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.388×105 mm3Z2 ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.388×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝8.640×102 mm2

図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝140 mm

6.9.1-(2)-c-57

(a-1-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝9.092×106 N･mm

せん断力

S＝2.755×104 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝9.092×106/（1.245×105）＝65.50＝66 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝2.755×104/（9.000×102）＝31.88＝32 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm ＝√（σ2+3・τ2）＝√（662+3・322）＝86.1 ＝87 N/mm2(a-1-4) 蓋（端桁）(a-1-4-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

受圧幅b＝645 mm

負担荷重

w＝q・b
＝0.125×645＝80.6 N/mm

端桁長L＝1.933×103 mm

支間長

a1＝410 mm
a2＝1140 mm

補助桁間隔

b1＝645 mm

曲げモーメント

M＝w/8・(a22 −a12)＝80.6/8×(1.1402 −4102)＝6.319×106 N･mm

せん断力

S＝w・L/2＝80.6×1.933×103/2＝7.790×104 N(a-1-4-2) 断面性能
蓋の材質

SM400

端桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-10 に示すとおりである。
I ：端桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.618×107 mm4
Z ：端桁の断面係数(mm3)＝2.023×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝1.482×103 mm2
6.9.1-(2)-c-58

(a-1-4-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝6.319×106 N･mm

せん断力

S＝7.790×104 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝6.319×106/（2.023×105）＝31.23＝32 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝7.790×104/（1.482×103）＝52.56 ＝53 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（322+3・532）＝97.2 ＝98 N/mm2(a-1-5) 蓋（補助桁）(a-1-5-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt＝0.125 N/mm2

負担荷重

w＝q

補助桁間隔

a＝380 mm

主桁間隔b＝645 mm

曲げモーメントＭ

ｗ・ａ
１２＝0.125×3803/12＝5.716×105 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・a2
４

＝0.125×3802/2＝4.513×103 N(a-1-5-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-7 に示すとおりである。
I ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.301×106 mm4Z1 ：補助桁の断面係数(mm3)＝3.544×104 mm3Z2 ：補助桁の断面係数(mm3)＝2.055×104 mm3

Aw：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝2.790×102 mm2
図 6.9.1-(2)-c-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝90 mm
6.9.1-(2)-c-59

(a-1-5-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

M＝5.716×105 N･mm

せん断力

S＝4.513×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝5.716×105/（2.055×104)＝27.82 ＝28 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝4.513×103/（2.790×102）＝16.17 ＝17 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（282+3×172）＝40.6 ＝41 N/mm2(a-2) 固定ボルト
蓋に作用する敷地に遡上する津波+余震時荷重は，蓋を介して固定ボルトに伝達するものとする。
(a-2-1) 発生荷重(上向き)
固定ボルトに作用する荷重を以下のとおり算出する。
P ＝ q・ｂ・L
ここにP：作用荷重q：津波時静水圧0.125 N/mm2

L1：補助桁間隔

645 mmba3：荷重分担幅566mm

発生応力が最も大きくなるようが各ボルトの荷重分担幅が最も長いものを評価に用いる。固定ボルトの配置は図 6.9.1-(2)-c-12 に示す
通り。
以上より，
P ＝ 0.125×566×645 ＝ 4.563×104 N
また，固定ボルト 1 本あたりに発生するせん断力を以下のとおり算出する。
S ：ボルトに作用するせん断力
Ｗ：自重 Ｗ＝ｍＤ・ｇ＝8.718×103 N
ＫHSd：弾性設計用地震動Ｓｄによる水平方向の設計震度n：ボルト本数

6.9.1-(2)-c-60

0.98
9 本

以上より，1 本当たり作用荷重（せん断）は以下のとおりとなる。
S＝ＩHSd＝Ｗ・ＫHSd＝8.543×103 N
S / n＝8.543×103 /9 ＝ 949.3 N(a-2-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS316L

固定ボルトの呼び径

M36（谷径φ＝33.402 mm）

固定ボルトの呼び径断面積

Aｂ＝π/4・φ2＝8.76264×102 mm2(a-2-3) 発生応力
σｂ＝Ｐｂ／Ａｂ

固定ボルトの応力＝4.563×104/8.76264×102＝52.07 ＝53 N/mm2(a-3) ブラケット(a-3-1) 発生荷重
Ｆ＝S＝7.790×104 N

作用荷重

S:端桁に作用するせん断力
ブラケット幅

B＝140 mm

ブラケット長

L＝145 mm

ブラケットの板厚

ｔ＝22 mm(a-3-2) 断面性能
ブラケットの材質

SUS316L
A＝6.600×102 mm2

ピン穴部断面積(a-3-3) 発生応力
支持部引張応力σ＝F/2・t・B＝7.790×104 /(2×22×140)＝12.65 ＝13 N/mm2

ピン穴部せん断応力

τ＝F /4A＝7.790×104 /4×6.600×102＝29.50 ＝30 N/mm

組合せ応力（垂直＋せん断）σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（132+3・302）＝53.56 ＝54N/mm2

6.9.1-(2)-c-61

(a-4) ピン(a-4-1) 発生荷重
作用荷重(1 本当たり)

Ｆ＝S＝7.790×104 N

軸受幅

b＝50 mm

支持間隔

L＝86 mm

曲げモーメント

Ｍ

Ｆ（２Ｌ Ｂ）
８＝7.790×104×(2×86−50)/8＝1.188×106 N･mm
せん断力

S＝F/2
＝7.790×104/2＝3.895×104 N(a-4-2) 断面性能
ピンの材質

SUS316L

ピンの断面係数

Z＝2.121×104 mm3ピンの断面積A＝2.827×103 mm2(a-4-3) 発生応力
曲げ応力

σ＝M/Z
＝3.584×104/（1.175×103）＝1.7 ＝2 N/mm2

せん断応力

τ＝S/A
＝1.175×103 /（2.827×103）＝0.42 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3・12）＝2.6 ＝3 N/mm2

6.9.1-(2)-c-62

(a-5) 子扉
子扉は，子扉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-5-1)子扉（スキンプレート）(a-5-1-1) 発生荷重
作用荷重

q＝0.125 N/mm2

スキンプレート長辺b＝460 mm

スキンプレート短辺

a＝150 mm

スキンプレートの板厚

t＝13 mm

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＝460/150＝3.067

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝50.00(a-5-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×50.00×1502×0.125×1.0/132＝0.25 ＝1 N/mm2(a-5-2)子扉(a-5-2-1) 発生荷重
作用荷重

q＝Pt
＝0.125 N/mm2

受圧幅

子扉主桁 No1 75 mm
No2 150 mm
No3 75 mm

負担荷重

W＝q・b
W1＝0.125×75＝9.375 N/mm
W2＝0.125×150＝18.75 N/mm
w3＝w1

支

間

L ＝432 mm

水密高

Hb＝460 mm

水密幅

Bb＝320 mm

6.9.1-(2)-c-63

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｈｂ・（２Ｌ Ｈｂ）
８

Ｍ1＝9.375×460×(2×432−460)/8＝2.178×103 N･mm
Ｍ2＝18.75×460×(2×432−460)/8＝4.356×105 N･mm
Ｍ3＝Ｍ1
せん断力

ｗ・Ｈｂ

Ｓ

２

Ｓ1＝9.375×460/2＝2.156×103 N
Ｓ2＝18.75×460/2＝4.313×103 N
Ｓ3＝Ｓ1(a-5-2-2) 断面性能
主桁の材質

SM400

主桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-c-18 に示すとおりである。
I ：主桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.065×106 mm4Z1 ：主桁の断面係数(mm3)＝2.191×105 mm3Z2 ：主桁の断面係数(mm3)＝4.015×105 mm3

Aｗ ：主桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝3.050×102 mm2(a-5-2-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍmax＝Ｍ1＝4.356×105 N･mm

せん断力

Ｓmax＝4.313×103 N

曲げ応力

σ ＝M/Z1＝4.356×105/（2.191×105）＝19.88 ＝20 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝4.313×103 /（3.050×102）＝14.14 ＝15 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（202+3・152）＝32.79 ＝33 N/mm2

6.9.1-(2)-c-64

(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

SM400

許容曲げ応力度σａ＝120 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.5σａ＝180 N/mm2
蓋（端部桁）の材質

SM400

許容曲げ応力度σａ＝120 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝70 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.5σａ＝180 N/mm2
許容限界（せん断）1.5τａ＝105 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65σａ＝198 N/mm2
蓋（中間桁）の材質

SM400
2

許容曲げ応力度σａ＝120 N/mm

許容せん断応力度τａ＝70 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.5σａ＝180 N/mm2
許容限界（せん断）1.5τａ＝105 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65σａ＝198 N/mm2
蓋（端桁）の材質

SM400

許容曲げ応力度σａ＝120 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝70 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.5σａ＝180 N/mm2
許容限界（せん断）1.5τａ＝105 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65σａ＝198 N/mm2
蓋（補助桁）の材質

SM400
2

許容曲げ応力度σａ＝120 N/mm

許容せん断応力度τａ＝70 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.5σａ＝180 N/mm2
許容限界（せん断）1.5τａ＝105 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65σａ＝198 N/mm2

6.9.1-(2)-c-65

(ロ)

固定ボルト

固定ボルト（蓋）の材質

SUS316L

許容引張応力度σａ＝60 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝50 N/mm2
許容限界（引張）1.5σａ＝90 N/mm2
許容限界（せん断）1.5τａ＝75 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65σａ＝99 N/mm2
(ハ)

ヒンジ

ブラケットの材質

SUS316L

許容引張応力度σａ＝60 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝50 N/mm2
許容限界（引張）1.5σａ＝90 N/mm2
許容限界（せん断）1.5τａ＝75 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65σａ＝99 N/mm2
ピンの材質

SUS316L

許容引張応力度σａ＝60 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝50 N/mm2
許容限界（引張）1.5σａ＝90 N/mm2
許容限界（せん断）1.5τａ＝75 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65σａ＝99 N/mm2

6.9.1-(2)-c-66

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

SM400
2

許容曲げ応力度σａ＝120 N/mm

許容限界（曲げ） 1.9σａ＝228 N/mm2
蓋（端部桁）の材質

SM400
2

許容曲げ応力度σａ＝120 N/mm

許容せん断応力度τａ＝70 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.9σａ＝228 N/mm2
許容限界（せん断）1.9τａ＝133 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9σａ＝228 N/mm2
蓋（中間桁）の材質

SM400

許容曲げ応力度σａ＝120 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝70 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.9σａ＝228 N/mm2
許容限界（せん断）1.9τａ＝133 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9σａ＝228 N/mm2
蓋（端桁）の材質

SM400
2

許容曲げ応力度σａ＝120 N/mm

許容せん断応力度τａ＝70 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.9σａ＝228 N/mm2
許容限界（せん断）1.9τａ＝133 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9σａ＝228 N/mm2
蓋（補助桁）の材質

SM400

許容曲げ応力度σａ＝120 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝70 N/mm2
許容限界（曲げ） 1.9σａ＝228 N/mm2
許容限界（せん断）1.9τａ＝133 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9σａ＝228 N/mm2

6.9.1-(2)-c-67

(ロ)

固定ボルト

固定ボルト（蓋）の材質

SUS316L

許容引張応力度σａ＝60 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝50 N/mm2
許容限界（引張）1.9σａ＝171 N/mm2
許容限界（せん断）1.9τａ＝95 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9σａ＝171 N/mm2
(ハ)

ヒンジ

ブラケットの材質

SUS316L

許容引張応力度σａ＝60 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝50 N/mm2
許容限界（引張）1.9σａ＝171 N/mm2
許容限界（せん断）1.9τａ＝95 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9σａ＝171 N/mm2
ピンの材質

SUS316L

許容引張応力度σａ＝60 N/mm2
許容せん断応力度τａ＝50 N/mm2
許容限界（引張）1.9σａ＝171 N/mm2
許容限界（せん断）1.9τａ＝95 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9σａ＝171 N/mm2

6.9.1-(2)-c-68

(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
２

中間桁

浸水防
止蓋

端桁

補助桁

スキンプレート

固定ボルト

ブラケット
ヒンジ
ピン

スキンプレート
子扉

主桁（N/mm２）（N/mm ）

端部桁

主桁

許容応力

発生応力

評価対象部位

曲げ

2

180

せん断

1

105

組合せ＊1

3

198

曲げ

2

180

せん断

1

105

組合せ＊1

3

198

曲げ

1

180

せん断

2

105

組合せ＊1

4

198

曲げ

１

180

せん断

1

105

組合せ＊1

2

198

曲げ

2

180

引張

１

135

せん断

3

75

組合せ＊2

6

148

曲げ

1

135

せん断

1

75

組合せ＊1

2

148

曲げ

2

135

せん断

1

75

組合せ＊1

3

148

曲げ

1

180

曲げ

1

180

せん断

1

105

組合せ

2

198

6.9.1-(2)-c-69

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
評価対象部位発生応力

許容応力（N/mm2）（N/mm2）

曲げ
端部桁

2

180

1

105

3

198

2

180

1

105

3

198

1

180

2

105

4

198

曲げ

１

180

せん断

1

105

組合せ＊1

2

198

曲げ

2

180

引張

１

135

曲げ

1

135

1

75

2

148

曲げ

2

135

せん断

1

75

組合せ＊1

3

148

曲げ

1

180

曲げ

1

180

せん断

1

105

組合せ

2

198

せん断
組合せ

＊1

曲げ
主桁

中間桁

せん断
組合せ

浸水防

曲げ

止蓋

端桁

せん断
組合せ

補助桁

スキンプレート
固定ボルト

ブラケット

ピン

スキンプレート

主桁

＊1

せん断
組合せ

ヒンジ

子扉

＊1

＊1

6.9.1-(2)-c-70

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
評価対象部位発生応力

許容応力（N/mm2）（N/mm2）
37

180

16

105

47

198

66

180

32

105

87

198

32

180

53

105

98

198

曲げ

28

180

せん断

17

105

組合せ＊1

41

198

曲げ

41

180

引張

53

135

せん断

2

75

組合せ＊2

54

148

曲げ

13

135

30

75

54

148

57

135

14

75

62

148

曲げ

9

180

曲げ

20

180

せん断

15

105

組合せ

33

198

曲げ
端部桁

せん断
組合せ

＊1

曲げ
主桁

中間桁

せん断
組合せ

浸水防
止蓋

曲げ
端桁

せん断
組合せ

補助桁

スキンプレート

固定ボルト

ブラケット

＊1

せん断
組合せ

ヒンジ

＊1

曲げ
ピン

せん断
組合せ

スキンプレート
子扉

＊1

主桁

＊1

6.9.1-(2)-c-71

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 6.9.1-8 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
評価対象部位発生応力

許容応力（N/mm2）（N/mm2）

曲げ
端部桁

37

228

16

133

47

228

66

228

32

133

87

228

32

228

53

133

98

228

曲げ

28

228

せん断

17

133

組合せ＊1

41

228

曲げ

41

228

引張

53

171

曲げ

13

171

30

95

54

171

曲げ

57

171

せん断

14

95

組合せ＊1

62

171

曲げ

9

180

曲げ

11

180

せん断

15

105

組合せ

28

198

せん断
組合せ

＊1

曲げ
主桁

中間桁

せん断
組合せ

浸水防

曲げ

止蓋

端桁

せん断
組合せ

補助桁

スキンプレート
固定ボルト

ブラケット

ピン

スキンプレート

主桁

＊1

せん断
組合せ

ヒンジ

子扉

＊1

＊1

6.9.1-(2)-c-72

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
評価対象部位発生応力

許容応力（N/mm2）（N/mm2）

曲げ
端部桁

37

228

16

133

47

228

66

228

32

133

87

228

32

228

53

133

98

228

曲げ

28

228

せん断

17

133

組合せ＊1

41

228

曲げ

41

228

引張

53

171

せん断

2

95

組合せ＊2

54

171

曲げ

13

171

30

95

54

171

57

171

14

95

62

171

曲げ

9

180

曲げ

11

180

せん断

15

105

組合せ

28

198

せん断
組合せ

＊1

曲げ
主桁

中間桁

せん断
組合せ

浸水防

曲げ

止蓋

端桁

せん断
組合せ

補助桁

スキンプレート

固定ボルト

ブラケット

＊1

せん断
組合せ

ヒンジ

＊1

曲げ
ピン

せん断
組合せ

スキンプレート
子扉

＊1

主桁

＊1

6.9.1-(2)-c-73

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(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-2-10-2-5-4 緊急用海水ポン
プピッ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。
緊急用海水ポンプピッ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を基に固有周
期 T を以下のとおり算出する。

T

1
f

f

p
2pL

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）

＝1060

E

：縦弾性係数（MPa）＝1.93×105m：解析モデルの単位長さ当りの重量（kg/mm）＝191.9×10−3

I：解析モデルの断面二次モーメント（mm4）＝4.17×107

緊急用海水ポンプピット点検用開口部浸水防止蓋は主桁（端部桁及び中間桁），
及び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)-d-1 に示すとおりである。

ｂ1

部材-1

ｅ

ｔ2

e1 ＝e2 ＝68.5 mm

ｔ1

h ＝137 mm

ｅ1
ｈ

ｂ2

t1 ＝9 mmb1 ＝75 mm
t2 ＝9 mm

ｅ2

部材-2
部材-3

ｂ3

ｔ3

b2 ＝119 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝75 mm

図 6.9.1-(2)-d-1 端部桁の断面寸法図
6.9.1-(2)-d-1

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＝(75×1373−1193×(75−9))/12＝6802500 mm4＝6.80×106 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＝75×9＋119×9＋75×9＝2.421×103 mm2
主桁のうち中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-d-2 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝68.5 mm
h ＝137 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝75 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝119 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝75 mm
図 6.9.1-(2)-d-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＝(75×1373−1193×(75−9))/12＝6.8025×106 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＝75×9＋119×9＋75×9＝2.421×103 mm2
LS：スキンプレート長さ（mm）＝980
tS：スキンプレート厚さ（mm）＝9
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＝(980×93)/12＝5.9535×104 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＝980×9＝8.82×103 mm2
6.9.1-(2)-d-2

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)-d-1 に示す。
表 6.9.1-(2)-d-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)
(㎜ 3)

端部桁

2.421×103

68.5

中間桁

2.421×103

68.5

8.82×103

141.5

スキンプレ
ート

Ay2

In

(断面積・

部材ごとの

(重心位

断面二次モ

2

置) )

ーメント

(㎜ 4)

(㎜ 4)

1.65838×1.13599×

105

107

1.65838×1.13599×

105

107

1.24803×

1.76596×106

108

6.80×106

6.80×1065.9535×104

Ay2＋In(㎜ 4)1.81599×107
1.81599×107
1.76655×108

モデル断面は端部桁 2 桁，中間桁１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)＝(1.65838×105×2＋1.65838×105＋1.24803×108)/(2.421×103×2＋2.421×103＋8.82×103)＝108.533 mm
e2・ΣA＝108.5332×(2.421×103×2＋2.421×103＋8.82×103)＝1.89448×108 ㎜ 4解析モデルの断面二次モーメント
I＝Σ(Ay2＋In)−e2・ΣA＝(1.81599×107×2＋1.81599×107＋1.76655×108)−1.89448×108＝2.31134×108−1.89448×108＝4.16867×107 ㎜ 4＝4.17×107 ㎜ 4以上より，
f＝π2/(2π・10602)･√(1.93×105×4.17×107×103/191.9×10−3)＝286.297＝286 Hz
T＝1/f＝1/286＝0.00349＝0.0035 s
ロ. 固有値解析結果
固有周期は 0.0035 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)-d-3

(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-2-10-2-5-4 緊急用海水ポンプピッ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
ここで，mD：蓋の質量（kg）＝188
g：重力加速度（m/s2）＝9.80665
以上により，
W＝188×9.80665＝1.84365×103 N
ロ. 風荷重添付書類「Ⅴ-2-1-9 機能維持の基本方針」及び「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)-d-4

(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 3-2-4-4
緊急用海水ポンプピッ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) 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＝h・W0＋(CD・ρ・U2)/2
ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（N/mm2）

＝0.13

3

W0：海水の単位体積重量（kN/m ）＝10.100

h ：津波荷重水位（m）＝12.0

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）

＝2.0

以上より，
Pt

＝(12.0×10.100×103＋(2.01×1030×2.02)/2)/106＝0.125340 N/mm2＝0.13 N/mm2(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する突き上げ津波荷重（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当たりの荷重

q1＝Pt＝0.13 N/mm2

受圧幅 b1，荷重の作用幅 B 及び支間 L は図 6.9.1-(2)-d-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＝193.5 mm

荷重の作用幅

B＝850 mm

支

L＝1060 mm

間

6.9.1-(2)-d-5

b1

b2

B
L
図 6.9.1-(2)-d-3 緊急用海水ポンプピット点検用開口部浸水防止蓋の構造図
緊急用海水ポンプピッ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)-d-4 に示す単純支持梁として評価する。
Bw

L
図 6.9.1-(2)-d-4 応力評価に用いるモデル図

端部桁負担荷重w1＝q1・b1＝0.13×193.5＝25.155 N/mm＝25.16 N/mm

曲げモーメント

M1＝w1・B/8・(2L-B)＝25.16×850/8×(2×1060-850)＝3.39502×106 N･mm

せん断力

S1＝w1・B/2＝25.16×850/2＝1.0693×104 N

6.9.1-(2)-d-6

(a-1-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304

I1：端部桁の断面二次モーメント（mm4）＝6.80258×106
端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-d-5 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝68.5 mm
h ＝137 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝75 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝119 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝75 mm

図 6.9.1-(2)-d-5 端部桁の断面寸法図
端部桁の断面二次モーメントI1＝(75×1373−1193×(75−9))/12＝6.80258×106 mm4
Z1：端部桁の断面係数（mm3）＝9.931×104

Z1＝I1/e1＝6.80258×106/68.5＝9.93077×104 mm3=9.931×104 mm3
AS1：端部桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝7.11×102 mm2
図 6.9.1-(2)-d-6 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝119 mm

R

端部ウェブ幅b2

図 6.9.1-(2)-d-6 蓋端部の寸法図
端部ウェブ幅は
b2−2・R＝119−2×20＝79 mm
以上より
AS1＝79×9＝7.11×102 mm26.9.1-(2)-d-7

(a-1-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M1＝3.39502×106 N･mm

せん断力

S1＝1.0693×104 N

曲げ応力

σb1＝M1/Z1＝3.39502×106/(9.931×104)＝34.1860 N/mm2＝35 N/mm2

せん断応力

τ1＝S1/AS1＝1.0693×104/7.11×102＝15.0393 N/mm2＝16 N/mm2
σm1＝√（σb12＋3・τ12）

組合せ応力＝√（352＋3×162）＝44.6430＝45 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＝0.13 N/mm2

受圧幅b2＝490 mm

中間桁負担荷重w2＝q2・b2＝0.13×490＝63.7 N/mm

水密幅

B＝850 mm

支

L＝1060 mm

間

曲げモーメント

M2＝w2・B/8・(2L-B)＝63.7×850/8×(2×1060-850)＝8.59551×106 N･mm

せん断力

S2＝w2・B/2＝63.7×850/2＝2.70725×104 N

6.9.1-(2)-d-8

(a-1-2-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304I2＝6.80258 mm4

中間桁の断面二次モーメント

中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-d-7 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝68.5 mm
h ＝137 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝75 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝119 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝75 mm

図 6.9.1-(2)-d-7 中間桁の断面寸法図
中間桁の断面二次モーメントI2＝(75×1373−1193×(75−9))/12＝6.80258×106 mm4
Z2：中間桁の断面係数（mm3）＝9.931×104

Z2＝I2/e1＝6.80258×106/68.5＝9.93077×104 mm3=9.931×104 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝7.11×102 mm2
図 6.9.1-(2)-d-6 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝119 mm
端部ウェブ幅は
b2−2・R＝119−2×20＝79 mm
以上より
AS2＝79×9＝7.11×102 mm2
中間桁の断面係数

Z2＝9.931×104 mm3

中間桁の端部ウェブ断面積

AS2＝7.11×102 mm2(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝8.59551×106 N･mm

せん断力

S2＝2.70725×104 N

曲げ応力σb2＝M2/Z2
6.9.1-(2)-d-9＝8.59551×106/(9.931×104)＝86.5523 N/mm2＝87 N/mm2
せん断応力

τ2＝S2/AS2＝2.70725×104/(7.11×102)＝38.0766 N/mm2＝39 N/mm2
σm2＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（872＋3×392）＝110.145 N/mm2＝111 N/mm2(a-1-3) 蓋（スキンプレート）(a-1-3-1) 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＝0.13 N/mm2
スキンプレート長辺b3＝980 mm

スキンプレート短辺

a1＝490 mm

スキンプレートの板厚

t3＝15.4 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝49.90
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。
＝b3/a1

辺長比 b/a＝980/490＝2.00
以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝49.90(a-1-3-2) 発生応力
σb3＝1/100・k・a2・q3･1.0/t32

曲げ応力＝1/100×49.90×4902×0.13×1.0/15.42＝65.6742＝66 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
T1＝S1＝1.0693×104 N

引張力(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質
6.9.1-(2)-d-10

SUS304

固定ボルトの呼び径

M24固定ボルトの断面積

Ab1＝π/4・φ2＝π/4×242＝452.389 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力

σt1＝T1/Aｂ＝1.0693×104/452.389＝23.6367 N/mm2＝24 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
T2＝S2＝2.70725×104 N

引張力(a-2-2-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS304固定ボルトの呼び径

M24

固定ボルトの断面積

Ab2＝π/4・φ2＝π/4×242＝452.389 mm2(a-2-2-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力

σt2＝T2/Ab2＝2.70725×104/452.389＝59.8434 N/mm2＝60 N/mm2

6.9.1-(2)-d-11

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-2-10-2-5-4 緊急用

海水ポンプピッ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) 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・g蓋の質量は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおり以下の値とする。
mD：蓋の質量（kg）＝188
g:重力加速度（m/s2）＝9.80665
W＝188×9.80665＝1.84365×103 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)-d-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，蓋の質量のみを考慮する。
固有値解析結果より，緊急用海水ポンプピッ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，緊急用海水ポンプピット点
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」に示す緊急用海水ポンプピット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。
表 6.9.1-(2)-d-2 応力評価に用いる基準地震動 Ss による設計震度
据付場所及び地震動

床面高さ

地震による設計震度＊1

（m）
基準地震動
Ｓｓ

緊急用海水

水平方向 KH

1.50

鉛直方向 KV

0.65

ポンプピットEL. 0.800＊2

注記 ＊1：緊急用海水ポンプピッ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，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6.9.1-(2)-d-12

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・（1＋KV）
IH＝1.84365×103×1.50＝2.76547×103 N
IV＝1.84365×103×（１＋0.65）＝3.04202×103 N
蓋の幅 Bo，蓋の長さ Lo は図 6.9.1-(2)-d-8 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＝980 mm

Lo：蓋の長さ＝980 mm

B0L0

図 6.9.1-(2)-d-8 蓋の幅及び長さ寸法図

単位長さ当たりの水平方向地震荷重
ih＝IH /Lo
ih＝2.76547×103/980＝2.8219 N/mm
単位面積当たりの鉛直方向地震荷重
iv＝IV /（Bo×Lo）＝3.04202×103/(980×980)＝3.16745×10-3 N/mm2

6.9.1-(2)-d-13

(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＝3.16745×10-3 N/mm2＝3.2×10-3 N/mm2

受圧幅 b1，荷重の負担幅 B 及び支間 L は図 6.9.1-(2)-d-9 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＝193.5 mm

荷重の負担幅

B＝850 mm

支

L＝1060 mm

間

b2

B
L
図 6.9.1-(2)-d-9 緊急用海水ポンプピット点検用開口部浸水防止蓋の構造図

緊急用海水ポンプピッ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)-d-10 に示す単純支持梁として評価する。

Bw

L
図 6.9.1-(2)-d-10 応力評価に用いるモデル図

6.9.1-(2)-d-14

受圧幅b1＝193.5 mm

主桁負担荷重w1＝q1・b1＝3.2×10-3×193.5＝0.61920 N/mm＝0.62 N/mm

荷重の作用幅

B＝850 mm

支

L＝1060 mm

間

曲げモーメント

M1＝w1・B/8・(2L-B)＝0.62×850/8×((2×1060)−850)＝8.36613×104 N/mm

せん断力

S1＝w1・B/2＝0.62×850/2＝2.63500×102 N(a-1-1-2) 断面性能
蓋の材質

SUS304

I1：端部桁の断面二次モーメント（mm4）＝6.80258×106
端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-d-11 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝68.5 mm
h ＝137 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝75 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝119 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝75 mm

図 6.9.1-(2)-d-11 端部桁の断面寸法図

端部桁の断面二次モーメントI1＝(75×1373−1193×(75−9))/12＝6.80258×106 mm4
Z1：端部桁の断面係数（mm3）＝9.931×104

Z1＝I1/e1＝6.80258×106/68.5＝9.93077×104 mm3＝9.931×104 mm3
AS1：端部桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝7.11×102 mm26.9.1-(2)-d-15

図 6.9.1-(2)-d-12 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝119 mm

端部ウェブ幅b2

R

図 6.9.1-(2)-d-12 蓋端部の寸法図

端部ウェブ幅は
b2−2・R＝119−2×20＝79 mm
以上より
AS1＝79×9＝7.11×102 mm2(a-1-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M1＝8.36613×104 N/mm

せん断力

S1＝2.63500×102 N
σb1＝M1/Z1

曲げ応力＝8.36613×104/(9.931×104)＝0.842425 N/mm2＝1 N/mm2
せん断応力

τ1＝S1/AS1＝2.63500×102/(7.11×102)＝0.370604 N/mm2＝1 N/mm2
σm1＝√（σb12＋3・τ12）

組合せ応力＝√（12＋3×12）＝2 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＝3.16745×10-3 N/mm2＝3.2×10-3 N/mm2

受圧幅b2＝490 mm

主桁負担荷重w2＝q2・b2＝3.2×10-3×490＝1.568 N/mm＝1.57 N/mm

6.9.1-(2)-d-16

水密幅

B＝850 mm

支

L＝1060 mm

間

曲げモーメント

M2＝w2・B/8・(2L-B)＝1.57×850/8×(2×1060-850)＝2.11851×105 N･mm
S2＝w2・B/2

せん断力＝1.57×850/2＝6.67250×102 N(a-1-2-2) 断面性能
蓋の材質

SUS3044＝6.80258×106

I2：蓋の断面二次モーメント(mm )中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-d-13 に示すとおりである。

e1 ＝e2 ＝68.5 mm
h ＝137 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝75 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝119 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝75 mm

図 6.9.1-(2)-d-13 中間桁の断面寸法図
中間桁の断面二次モーメントI2＝(75×1373−1193×(75−9))/12＝6.80258×106 mm4
Z2：中間桁の断面係数（mm3）＝9.931×104

Z2＝I2/e1＝6.80258×106/68.5＝9.93077×104 mm3＝9.931×104 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝7.11×102 mm2
図 6.9.1-(2)-d-12 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝119 mm
端部ウェブ幅は
b2−2・R＝119−2×20＝79 mm
6.9.1-(2)-d-17

以上より
AS2＝79×9＝7.11×102 mm2
中間桁の断面係数

Z2＝9.931×104 mm3

中間桁の端部ウェブ断面積

AS2＝7.11×102 mm2(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメントM2＝2.11851×105 N･mm

せん断力

S2＝6.67250×102 N

曲げ応力σb2＝M2/Z2＝2.11851×105/(9.931×104)＝2.13327＝3 N/mm2

せん断応力

τ2＝S2/AS2＝6.67250×102/(7.11×102)＝0.938466＝1 N/mm2√（σb22＋3・τ22）＝√（32＋3×12）

組合せ応力＝3.46410＝4 N/mm2(a-1-3) 蓋（スキンプレート）(a-1-3-1) 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＝3.16751×10-3 N/mm2=3.2×10-3 N/mm2

スキンプレート長辺b3＝980 mm

スキンプレート短辺

a1＝490 mm

スキンプレートの板厚

t3＝15.4 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝49.9
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＝980/490＝2.00

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝49.90(a-1-3-2) 発生応力
曲げ応力

σb3＝1/100・k・a2・q3・1.0/t32＝1/100×49.90×4902×3.16751×10-3×1.0/15.42＝1.60018＝2 N/mm2
6.9.1-(2)-d-18

(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＝2.76547×103
固定ボルトの本数ｎ＝6 本固定ボルト１本あたりに加わる
Sb1＝IH /n＝2.76547×103/6

せん断荷重＝460.912 N(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS304固定ボルトの呼び径

M24

固定ボルトの断面積

Ab1＝π/4・φ2＝π/4×242＝452.389 mm2(a-2-1-3) 発生応力
τb1＝Sb1/ Ab1

固定ボルトのせん応力＝460.912/452.389＝1.01883 N/mm2＝2 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
IH＝2.76547×103
固定ボルトの本数ｎ＝6 本固定ボルト１本あたりに加わる
Sb1＝IH /n＝2.76547×103/6

せん断荷重＝460.912 N(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS304固定ボルトの呼び径

M24

固定ボルトの断面積

Ab2＝π/4・φ2＝π/4×242＝452.389 mm2

6.9.1-(2)-d-19

(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトのせん応力

τb2＝Sb2/ Ab2＝460.912/452.389＝1.01883 N/mm2＝2 N/mm2

6.9.1-(2)-d-20

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
3-2-4-4 緊急用海水ポンプピッ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) 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-3) 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)-d-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，緊急用海水ポンプピッ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，緊急用海水ポンプピット点
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」に示す緊急用海水ポンプピット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)-d-21

表 6.9.1-(2)-d-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

及び床面高さ

余震による設計震度＊1(EL.m)

弾性設計用地震動
Ｓｄ−Ｄ１

緊急用海水

水平方向ＫＨＳｄ0.64

鉛直方向ＫＶＳｄ0.28

ポンプピットEL. 0.800＊2

注記 ＊1：緊急用海水ポンプピッ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，設置床の最大床応答加速度の 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
iHSｄは以下の式により算出する。
IHSd＝W・KHSd
IHSd＝1.84365×103×0.64＝1.17993×103 N
iHSd＝IHSd/L0＝1.17993×103/980＝1.20401 N/mm

6.9.1-(2)-d-22

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する突き上げ津波荷重及び Sd 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（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＝0.13 N/mm2

受圧幅 b1，荷重の作用幅 B 及び支間 L は図 6.9.1-(2)-d-14 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＝193.5 mm

荷重の作用幅

B＝850 mm

支

L＝1060 mm

間

b2

B
L
図 6.9.1-(2)-d-14 緊急用海水ポンプピット点検用開口部浸水防止蓋の構造図
緊急用海水ポンプピッ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)-d-15 に示す単純支持梁として評価する。
Bw

L
図 6.9.1-(2)-d-15 応力評価に用いるモデル図

端部桁負担荷重w1＝q1・b1＝0.13×193.5＝25.155 N/mm＝25.16 N/mm

6.9.1-(2)-d-23

曲げモーメント

M1＝w1・B/8・(2L-B)＝25.16×850/8×(2×1060-850)＝3.39502×106 N･mm

せん断力

S1＝w1・B/2＝25.16×850/2＝1.06930×104 N(a-1-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS3044

I1：端部桁の断面二次モーメント（mm ）＝6.80258×106
端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-d-16 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝68.5 mm
h ＝137 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝75 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝119 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝75 mm

図 6.9.1-(2)-d-16 端部桁の断面寸法図
端部桁の断面二次モーメントI1＝(75×1373−1193×(75−9))/12＝6.80258×106 mm4
Z1：端部桁の断面係数（mm3）＝9.931×104

Z1＝I1/e1＝6.80258×106/68.5＝9.93077×104 mm3＝9.931×104 mm3
AS1：端部桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝7.11×102 mm2
図 6.9.1-(2)-d-17 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝119 mm

6.9.1-(2)-d-24

端部ウェブ幅b2

R

図 6.9.1-(2)-d-17 蓋端部の寸法図

端部ウェブ幅は
b2−2・R＝119−2×20＝79 mm
以上より
AS1＝79×9＝7.11×102 mm2(a-1-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M1＝3.39502×106 N･mm

せん断力

S1＝1.06930×104 N
σb1＝M1/Z1

曲げ応力＝3.39502×106/(9.931×104)＝34.1871 N/mm2＝35 N/mm2
せん断応力

τ1＝S1/AS1＝1.06930×104/7.11×102＝15.0394 N/mm2＝16 N/mm2
σm1＝√（σb12＋3・τ12）

組合せ応力＝√（352＋3×162）＝44.6430＝45 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＝0.13 N/mm2

受圧幅b2＝490 mm

中間桁負担荷重w2＝q2・b2＝0.13×490＝63.7 N/mm

水密幅

B＝850 mm

支

L＝1060 mm

間

曲げモーメント

M2＝w2・B/8・(2L-B)＝63.7×850/8×(2×1060-850)＝8.59551×106 N･mm

せん断力

S2＝w2・B/2＝63.7×850/2
6.9.1-(2)-d-25

＝2.70725×104 N(a-1-2-2) 断面性能
端部桁の材質
中間桁の断面二次モーメント

SUS304I2＝6.850258×106 cm4

中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-d-18 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝68.5 mm
h ＝137 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝75 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝119 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝75 mm

図 6.9.1-(2)-d-18 中間桁の断面寸法図
中間桁の断面二次モーメントI2＝(75×1373−1193×(75−9))/12＝6.80258×106 mm4
Z2：中間桁の断面係数（mm3）＝9.931×104

Z2＝I2/e1＝6.80258×106/68.5＝9.93077×104 mm3＝9.931×104 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝7.11×102 mm2
図 6.9.1-(2)-d-17 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝119 mm

6.9.1-(2)-d-26

端部ウェブ幅は
b2−2・R＝119−2×20＝79 mm
以上より
AS2＝79×9＝7.11×102 mm2
中間桁の断面係数

Z2＝9.931×104 mm3

中間桁の端部ウェブ断面積

AS2＝7.11×102 mm2(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝8.59551×106 N･mm

せん断力

S2＝2.70725×104 N

曲げ応力σb2＝M2/Z2＝8.59551×106/(9.931×104)＝86.5523 N/mm2＝87 N/mm2

せん断応力

τ2＝S2/AS2＝2.70725×104/(7.11×102)＝38.0766 N/mm2＝39 N/mm2
σm2＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（872＋3×392）＝110.145＝111 N/mm2(a-1-3) 蓋（スキンプレート）(a-1-3-1) 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＝0.13 N/mm2
スキンプレート長辺b3＝980 mm

スキンプレート短辺

a1＝490 mm

スキンプレートの板厚

t3＝15.4 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝49.90
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＝980/490＝2.00

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝49.90(a-1-3-2) 発生応力
曲げ応力

σb3＝1/100・k・a2・q3・1.0/t32
6.9.1-(2)-d-27

＝1/100×49.90×4902×0.13×1.0/15.42＝65.6742＝66 N/mm2(a-2) 固定ボルト
蓋に作用する突き上げ津波荷重及び Sd 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
引張力

T1＝S1＝1.06930×104 N

固定ボルトの本数

ｎ＝6 本

固定ボルト１本あたりに加わるせん断荷重

Sb1＝IHSd /n＝1.17993×103/6＝1.96655×102 N(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS304固定ボルトの呼び径

M24

固定ボルトの断面積

Ab1＝π/4・φ2＝π/4×242＝452.389 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力

σt1＝T1/Ab＝1.06930×104/452.389＝23.6367 N/mm2＝24 N/mm2

固定ボルトのせん断応力

τt1＝Sb1/Ab＝1.96655×102/452.389＝0.434703 N/mm2＝1 N/mm2
σm1＝√（σt12＋3・τt12）

組合せ応力＝√（242＋3×12）＝24.0624＝25 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
T2＝S2＝2.70725×104 N

引張力
6.9.1-(2)-d-28

固定ボルトの本数

ｎ＝6 本

固定ボルト１本当たりに加わるせん断荷重

Sb2＝IHSd /n＝1.17993×103/6＝1.96655×102 N(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS304固定ボルトの呼び径

M24

固定ボルトの断面積

Ab2＝π/4・φ2＝π/4×242＝452.389 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力

σt2＝T2/Ab2＝2.70725×104/452.389＝59.8434 N/mm2＝60 N/mm2

固定ボルトのせん断応力

τt2＝Sb2/Ab2＝1.96655×102/452.389＝0.434703 N/mm2＝1 N/mm2σm2＝√（σt22＋3・τt22）

組合せ応力＝√（602＋3×12）＝60.0249＝61 N/mm2

6.9.1-(2)-d-29

ニ. 敷地に遡上する津波時敷地に遡上する津波時の荷重の算出に用いる記号については，添付書類「Ⅴ-3別添 3-2-4-4 緊急用海水ポンプピッ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) 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＝h・W0＋(CD・ρ・U2)/2
ここで，
Pt：突き上げ津波荷重（N/mm2）＝0.13

W0：海水の単位体積重量（kN/m3）＝10.100

h ：津波荷重水位（m）＝12.0

CD：抗力係数＝2.01
3

ρ：海水密度（kg/m ）＝1030

U：津波による水位上昇速度（m/s）

＝2.0

以上より，
Pt

＝(12.0×10.100×103＋(2.01×1030×2.02)/2)/106＝0.12534 N/mm2＝0.13 N/mm2(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する突き上げ津波荷重（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＝0.13 N/mm2

受圧幅 b1，荷重の作用幅 B 及び支間 L は図 6.9.1-(2)-d-19 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＝193.5 mm

荷重の作用幅

B＝850 mm

支

L＝1060 mm

間

6.9.1-(2)-d-30

b1

b2

B
L
図 6.9.1-(2)-d-19 緊急用海水ポンプピット点検用開口部浸水防止蓋の構造図
緊急用海水ポンプピッ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)-d-20 に示す単純支持梁として評価する。
Bw

L
図 6.9.1-(2)-d-20 応力評価に用いるモデル図

端部桁負担荷重w1＝q1・b1＝0.13×193.5＝25.155 N/mm＝25.16 N/mm

曲げモーメント

M1＝w1・B/8・(2L-B)＝25.16×850/8×(2×1060-850)＝3.39502×106 N･mm

せん断力

S1＝w1・B/2＝25.16×850/2＝1.0693×104 N

6.9.1-(2)-d-31

(a-1-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304

I1：端部桁の断面二次モーメント（mm4）＝6.80258×106
端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-d-21 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝68.5 mm
h ＝137 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝75 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝119 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝75 mm

図 6.9.1-(2)-d-21 端部桁の断面寸法図
端部桁の断面二次モーメントI1＝(75×1373−1193×(75−9))/12＝6.80258×106 mm4
Z1：端部桁の断面係数（mm3）＝9.931×104

Z1＝I1/e1＝6.802500×106/68.5＝9.93065×104 mm3=9.931 mm3
AS1：端部桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝7.11×102 mm2
図 6.9.1-(2)-d-22 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝119 mm

R

端部ウェブ幅b2

図 6.9.1-(2)-d-22 蓋端部の寸法図
端部ウェブ幅は
b2−2・R＝119−2×20＝79 mm
以上より
AS1＝79×9＝7.11×102 mm26.9.1-(2)-d-32

(a-1-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M1＝3.39502×106 N･mm

せん断力

S1＝1.0693×104 N

曲げ応力

σb1＝M1/Z1＝3.39502×106/(9.931×104)＝34.1860 N/mm2＝35 N/mm2

せん断応力

τ1＝S1/AS1＝1.0693×104/7.11×102＝15.0393 N/mm2＝16 N/mm2
σm1＝√（σb12＋3・τ12）

組合せ応力＝√（352＋3×162）＝44.6430＝45 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＝0.13 N/mm2

受圧幅b2＝490 mm

中間桁負担荷重w2＝q2・b2＝0.13×490＝63.7 N/mm

水密幅

B＝850 mm

支

L＝1060 mm

間

曲げモーメント

M2＝w2・B/8・(2L-B)＝63.7×850/8×(2×1060-850)＝8.59551×106 N･mm

せん断力

S2＝w2・B/2＝63.7×850/2＝2.70725×104 N

6.9.1-(2)-d-33

(a-1-2-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304I2＝6.80258×106 mm4

中間桁の断面二次モーメント

中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-d-23 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝68.5 mm
h ＝137 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝75 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝119 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝75 mm

図 6.9.1-(2)-d-23 中間桁の断面寸法図
中間桁の断面二次モーメントI2＝(75×1373−1193×(75−9))/12＝6.80258×106 mm4
Z2：中間桁の断面係数（mm3）＝9.931×104

Z2＝I2/e1＝6.80258×106/68.5＝9.93077×104 mm3＝9.931×104 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝7.11×102 mm2
図 6.9.1-(2)-d-22 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝119 mm
端部ウェブ幅は
b2−2・R＝119−2×20＝79 mm
以上より
AS2＝79×9＝7.11×102 mm2
中間桁の断面係数

Z2＝9.931×104 mm3

中間桁の端部ウェブ断面積

AS2＝7.11×102 mm2(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝8.59551×106 N･mm

せん断力

S2＝2.70725×104 N

曲げ応力σb2＝M2/Z2
6.9.1-(2)-d-34

＝8.59551×106/(9.931×104)＝86.5523 N/mm2＝87 N/mm2
せん断応力

τ2＝S2/AS2＝2.70725×104/(7.11×102)＝38.0766 N/mm2＝39 N/mm2
σm2＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（872＋3×392）＝110.145＝111 N/mm2(a-1-3) 蓋（スキンプレート）(a-1-3-1) 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＝0.13 N/mm2
スキンプレート長辺b3＝980 mm

スキンプレート短辺

a1＝490 mm

スキンプレートの板厚

t3＝15.4 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝49.90
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。
＝b3/a1

辺長比 b/a＝980/490＝2.00
以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝49.90(a-1-3-2) 発生応力
曲げ応力

σb3＝1/100・k・a2・q3・1.0/t32＝1/100×49.90×4902×0.13×1.0/15.42＝65.6742＝66 N/mm2(a-2) 固定ボルト
蓋に作用する突き上げ津波荷重は，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
T1＝S1＝1.0693×104 N

引張力(a-2-1-2) 断面性能
6.9.1-(2)-d-35

固定ボルトの材質

SUS304固定ボルトの呼び径

M24

固定ボルトの断面積

Ab1＝π/4・φ2＝π/4×242＝452.389 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力

σt1＝T1/Aｂ＝1.0693×104/452.389＝23.6367 N/mm2＝24 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
T2＝S2＝2.70725×104 N

引張力(a-2-2-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS304固定ボルトの呼び径

M24

固定ボルトの断面積

Ab2＝π/4・φ2＝π/4×242＝452.389 mm2(a-2-2-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力

σt2＝T2/Ab2＝2.70725×104/452.389＝59.8434 N/mm2＝60 N/mm2

6.9.1-(2)-d-36

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 3-2-4-4 緊急用海水ポンプピッ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) 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-3) 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
蓋に作用する突き上げ津波荷重及び Sd 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（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＝0.13 N/mm2

受圧幅 b1，荷重の作用幅 B 及び支間 L は図 6.9.1-(2)-d-24 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＝193.5 mm

荷重の作用幅

B＝850 mm

支

L＝1060 mm

間

b2

B
L
図 6.9.1-(2)-d-24 緊急用海水ポンプピット点検用開口部浸水防止蓋の構造図

6.9.1-(2)-d-37

緊急用海水ポンプピッ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)-d-25 に示す単純支持梁として評価する。
Bw

L
図 6.9.1-(2)-d-25 応力評価に用いるモデル図

端部桁負担荷重w1＝q1・b1＝0.13×193.5＝25.155 N/mm＝25.16 N/mm

曲げモーメント

M1＝w1・B/8・(2L-B)＝25.16×850/8×(2×1060-850)＝3.39502×106 N･mm
S1＝w1・B/2

せん断力＝25.16×850/2＝1.0693×104 N(a-1-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304

I1：端部桁の断面二次モーメント（mm4）＝6.80258×106
端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-d-26 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝68.5 mm
h ＝137 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝75 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝119 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝75 mm

図 6.9.1-(2)-d-26 端部桁の断面寸法図
6.9.1-(2)-d-38

端部桁の断面二次モーメントI1＝(75×1373−1193×(75−9))/12＝6.80258×106 mm4
Z1：端部桁の断面係数（mm3）＝9.931×104

Z1＝I1/e1＝6.80258×106/68.5＝9.9307×104 mm3＝9.931×104 mm3
AS1：端部桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝7.11×102 mm2
図 6.9.1-(2)-d-27 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝119 mm

端部ウェブ幅b2

R

図 6.9.1-(2)-d-27 蓋端部の寸法図

端部ウェブ幅は
b2−2・R＝119−2×20＝79 mm
以上より
AS1＝79×9＝7.11×102 mm2(a-1-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M1＝3.39502×106 N･mm

せん断力

S1＝1.0693×104 N

曲げ応力

σb1＝M1/Z1＝3.39502×106/(9.931×104)＝34.1860 N/mm2＝35 N/mm2

せん断応力

τ1＝S1/AS1＝1.0693×104/7.11×102＝15.0394 N/mm2＝16 N/mm2

組合せ応力σm1＝√（σb12＋3・τ12）＝√（352＋3×162）＝44.6430＝45 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＝0.13 N/mm2

6.9.1-(2)-d-39

受圧幅b2＝490 mm

中間桁負担荷重w2＝q2・b2＝0.13×490＝63.7 N/mm

水密幅

B＝850 mm

支

L＝1060 mm

間

曲げモーメント

M2＝w2・B/8・(2L-B)＝63.7×850/8×(2×1060-850)＝8.59551×106 N･mm

せん断力

S2＝w2・B/2＝63.7×850/2＝2.70725×104 N(a-1-2-2) 断面性能
端部桁の材質
中間桁の断面二次モーメント

SUS304I2＝6.80258×106 mm4

中間桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-d-28 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝68.5 mm
h ＝137 mm
t1 ＝9 mmb1 ＝75 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝119 mm
t3 ＝9 mmb3 ＝75 mm

図 6.9.1-(2)-d-28 中間桁の断面寸法図
中間桁の断面二次モーメントI2＝(75×1373−1193×(75−9))/12＝6.80258×106 mm4
Z2：中間桁の断面係数（mm3）＝9.931×104

Z2＝I2/e1＝6.80258×106/68.5＝9.93077×104 mm3=9.931×104 mm3
AS2：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝7.11×102 mm2
図 6.9.1-(2)-d-27 に示す寸法図から
R＝20 mm
6.9.1-(2)-d-40b2＝119 mm
端部ウェブ幅は
b2−2・R＝119−2×20＝79 mm
以上より
AS2＝79×9＝7.11×102 mm2
中間桁の断面係数

Z2＝9.931×104 mm3

中間桁の端部ウェブ断面積

AS2＝7.11×102 mm2(a-1-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M2＝8.59551×106 N･mm

せん断力

S2＝2.70725×104 N

曲げ応力σb2＝M2/Z2＝8.59551×106/(9.931×104)＝86.5523 N/mm2＝87 N/mm2

せん断応力

τ2＝S2/AS2＝2.70725×104/(7.11×102)＝38.0766 N/mm2＝39 N/mm2
σm2＝√（σb22＋3・τ22）

組合せ応力＝√（872＋3×392）＝110.145＝111 N/mm2(a-1-3) 蓋（スキンプレート）(a-1-3-1) 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＝0.13 N/mm2
スキンプレート長辺b3＝980 mm

スキンプレート短辺

a1＝490 mm

スキンプレートの板厚

t3＝15.4 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝49.90
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＝980/490＝2.00

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝49.90

6.9.1-(2)-d-41

(a-1-3-2) 発生応力
σb3＝1/100・k・a2・q3・1.0/t32

曲げ応力＝1/100×49.90×4902×0.13×1.0/15.42＝65.6742＝66 N/mm2(a-2) 固定ボルト
蓋に作用する突き上げ津波荷重は，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
引張力

T1＝S1＝1.0693×104 N

固定ボルトの本数

ｎ＝6 本

固定ボルト１本当たりに加わるせん断力

Sb1＝IHSd /n＝1.17993×103/6＝1.96655×102 N(a-2-1-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS304固定ボルトの呼び径

M24

固定ボルトの断面積

Ab1＝π/4・φ2＝π/4×242＝452.389 mm2(a-2-1-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力

σt1＝T1/Ab＝1.0693×104/452.389＝23.6367 N/mm2＝24 N/mm2

固定ボルトのせん断応力

τt1＝Sb1/Ab＝1.96655×102/452.389＝0.434703 N/mm2＝1 N/mm2
σm1＝√（σt12＋3・τt12）

組合せ応力＝√（242＋3×12）＝24.0624＝25 N/mm2

6.9.1-(2)-d-42

(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
引張力

T2＝S2＝2.70725×104 N

固定ボルトの本数

ｎ＝6 本

せん断力

Sb2＝IHSd /n＝1.17993×103/6＝1.96655×102 N(a-2-2-2) 断面性能
固定ボルトの材質

SUS304固定ボルトの呼び径

M24

固定ボルトの断面積

Ab2＝π/4・φ2＝π/4×242＝452.389 mm2(a-2-2-3) 発生応力
固定ボルトの引張応力

σt2＝T2/Ab2＝2.70725×104/452.389＝59.8434 N/mm2＝60 N/mm2

固定ボルトのせん断応力

τt2＝Sb2/Ab2＝1.96655×102/452.389＝0.434703 N/mm2＝1 N/mm2
σm1＝√（σt22＋3・τt22）

組合せ応力＝√（602＋3×12）＝60.0249＝61 N/mm2

6.9.1-(2)-d-43

(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・設備計画マニュアル編）（ダ
ム・堰施設技術協会）に基づき設定する。
SUS304 の軸方向引張応力度及び曲げ引張応力度σa 並びにせん断応力度τa をそれぞれ以下のとおりとする。
σa＝100 N/mm2
τa＝60 N/mm2
イ. 端部桁，中間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＝1.5×100＝150 N/mm2
許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×60＝90 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65・σa＝1.65×100＝165 N/mm2(ロ) Ss 地震時（a-1） 主桁
主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・堰施設技術基準協会 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

１０

ｂ

Ｋ

Ｌ

１０

ｂ

Ｋ

Ｋ

3

：100

1.5

： 100

0.9 Ｋ

Ａｗ

b

Ｌ

10

ｂ

Ａｗ

ただし，

２Ａｃ

ここに，L

150（N/mm2）Ａｃ

1.5 （N/mm2）2の場合：圧縮フランジの固定間隔（mm）：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(a-1-1-1) 許容限界（曲げ）Aw：腹板面積（mm2）＝1071
t2・b2＝9×119＝1071
Ac：フランジの総断面積（mm2）＝675
t1・b1＝9×75＝675
Aw/Ac＝1071/675＝1.58666

6.9.1-(2)-d-44

K 2

Ａｗ
Ａｃ

2 であるため，K＝2

圧縮フランジ固定間隔 L＝1060 mm，圧縮フランジ幅ｂ＝75 mm であるため，
L/ｂ＝14.1333低減を考慮した許容曲げ応力は以下のとおりとする。
(100-0.9(2×14.1333-10))×1.5＝125.340 N/mm2＝125 N/mm2(a-1-1-2) 許容限界（せん断）許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×60＝90 N/mm2(a-1-1-3) 許容限界（組合せ）低減を考慮した許容組合せ応力は以下のとおりとする。
(100-0.9(2×14.1333-10))×1.65＝137.874 N/mm2=137 N/mm2(a-1-2) 中間桁(a-1-2-1) 許容限界（曲げ）Aw：腹板面積（mm2）＝1071
t2・b2＝9×119＝1071
Ac：フランジの総断面積（mm2）＝675
t1・b1＝9×75＝675
Aw/Ac＝1071/675＝1.58666
Ａｗ
Ａｃ

2 であるため，K＝2

圧縮フランジ固定間隔 L＝1060 mm，圧縮フランジ幅 b＝75 mm であるため，
L/ｂ＝14.1333低減を考慮した許容曲げ応力は以下のとおりとする。
(100-0.9(2×14.1333-10))×1.5＝125.340 N/mm2＝125 N/mm2(a-1-2-2) 許容限界（せん断）許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×60＝90 N/mm2(a-1-2-3) 許容限界（組合せ）低減を考慮した許容組合せ応力は以下のとおりとする。
(100-0.9(2×14.1333-10))×1.65＝137.874 N/mm2=137 N/mm2(a-2) スキンプレート
許容限界（曲げ） 1.5・σa＝1.5×100＝150 N/mm2
6.9.1-(2)-d-45

許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×60＝90 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65・σa＝1.65×100＝165 N/mm2(ハ) 基準津波＋Sd 地震時
許容限界（曲げ） 1.5・σa＝1.5×100＝150 N/mm2
許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×60＝90 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65・σa＝1.65×100＝165 N/mm2(ニ) 敷地に遡上する津波時許容限界（曲げ） 1.9・σa＝1.9×100＝190 N/mm2
許容限界（せん断）1.9・τa＝1.9×60＝114 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9・σa＝1.9×100＝190 N/mm2(ホ) 敷地に遡上する津波＋Sd 地震時
許容限界（曲げ） 1.9・σa＝1.9×100＝190 N/mm2
許容限界（せん断）1.9・τa＝1.9×60＝114 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9・σa＝1.9×100＝190 N/mm2
ロ. ボルトの許容応力(イ) 基準津波時許容限界（引張） 1.5・σa＝1.5×100＝150 N/mm2(ロ) Ss 地震時
許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×60＝90 N/mm2(ハ) 基準津波＋Sd 地震時
許容限界（引張） 1.5・σa＝1.5×100＝150 N/mm2
許容限界（せん断）1.5・τa＝1.5×60＝90 N/mm2
許容限界（組合せ）1.65・σa＝1.65×100＝165 N/mm2(ニ) 敷地に遡上する津波時許容限界（引張） 1.9・σa＝1.9×100＝190 N/mm2(ホ)

敷地に遡上する津波＋Sd 地震時
許容限界（引張） 1.9・σa＝1.9×100＝190 N/mm2
許容限界（せん断）1.9・τa＝1.9×60＝114 N/mm2
許容限界（組合せ）1.9・σa＝1.9×100＝190 N/mm2

6.9.1-(2)-d-46

(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)-d-4 に示す。
表 6.9.1-(2)-d-4 基準津波時の応力評価結果（蓋，固定ボルト）
部位

評価応力

2

許容応力
2

判定

（N/mm ）

（N/mm ）

発生応力≦許容応力

曲げ

35

150

OK

せん断

16

90

OK

組合せ

45

165

OK

曲げ

87

150

OK

せん断

39

90

OK

組合せ

111

165

OK

スキンプレート

曲げ

66

150

OK

端部桁

引張

24

150

OK

中間桁

引張

60

150

OK

端部桁

蓋
中間桁

固定
ボルト

発生応力

ロ.

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

部位

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

1

125

OK

せん断

1

90

OK

組合せ

2

137

OK

曲げ

3

125

OK

せん断

1

90

OK

組合せ

4

137

OK

スキンプレート

曲げ

2

150

OK

端部桁

せん断

2

90

OK

中間桁

せん断

2

90

OK

端部桁

蓋
中間桁

固定
ボルト

評価応力

6.9.1-(2)-d-47

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)-d-6 に示す。
表 6.9.1-(2)-d-6 基準津波＋Sd 地震時の応力評価結果（蓋，固定ボルト）
部位

発生応力

許容応力

判定

（N/mm2）（N/mm2）発生応力≦許容応力

曲げ

35

150

OK

せん断

16

90

OK

組合せ

45

165

OK

曲げ

87

150

OK

せん断

39

90

OK

組合せ

111

165

OK

曲げ

66

150

OK

引張

24

150

OK

せん断

1

90

OK

組合せ

25

165

OK

引張

60

150

OK

せん断

1

90

OK

組合せ

61

165

OK

評価応力

端部桁

蓋
中間桁

スキンプレート

端部桁
固定
ボルト
中間桁

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)-d-7 に示す。
表 6.9.1-(2)-d-7 敷地に遡上する津波時の応力評価結果（蓋，固定ボルト）
部位

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

35

190

OK

せん断

16

114

OK

組合せ

45

190

OK

曲げ

87

190

OK

せん断

39

114

OK

組合せ

111

190

OK

スキンプレート

曲げ

66

190

OK

端部桁

引張

24

190

OK

中間桁

引張

60

190

OK

端部桁

蓋
中間桁

固定
ボルト

評価応力

6.9.1-(2)-d-48

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)-d-8 に示す。
表 6.9.1-(2)-d-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）
部位

端部桁

蓋
中間桁

スキンプレート

端部桁
固定
ボルト
中間桁

発生応力

許容応力

判定

（N/mm2）（N/mm2）発生応力≦許容応力

曲げ

35

190

OK

せん断

16

114

OK

組合せ

45

190

OK

曲げ

87

190

OK

せん断

39

114

OK

組合せ

111

190

OK

曲げ

66

190

OK

引張

24

190

OK

せん断

1

114

OK

組合せ

25

190

OK

引張

60

190

OK

せん断

1

114

OK

組合せ

61

190

OK

評価応力

6.9.1-(2)-d-49

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(a) 固有周期
イ. 固有周期の計算
緊急用海水ポンプ室人員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。
Ｔｆ
Ｅ Ｉ 103

p２

ｆ

１

２

２pＬ

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）

＝1370

E

：縦弾性係数（N/mm2）＝1.93×105

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）＝8.403×107m：主桁の単位長さ当りの重量（kg/mm）＝0．313870

主桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-e-1 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝75 mm

ｂ1

部材-1

ｔ1

h ＝150 mm
t1 ＝12 mm

ｅ

ｔ2

ｅ1
ｈ

ｂ2

b1 ＝100 mm
t2 ＝9 mm

ｅ2

部材-2
部材-3

ｂ3

ｔ3

b2 ＝126 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝100 mm

図 6.9.1-(2)-e-1 主桁の断面寸法図
以上より，
f＝π2/(2π・13702)･√(1.93×105×8.403×107×103/313.870×10-3)＝190 Hz
T＝1/f＝0.005 s
6.9.1-(2)-e-1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。

(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-2-10-2-5-6 緊急用海水ポン
プ室人員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・ｇｍＤ：蓋の質量 430 kg
以上より，
Ｗ＝430×9.80665＝4.217×103 N
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 ＝Ｂｏ・Ｌｏ
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＝Ｂｏ・Ｌｏ＝1.37×103×1.37×103＝1.877×103 mm2
よって，積雪荷重 PS は，3.942×102 N（2.10×10-4 N/mm2）を考慮しする。

6.9.1-(2)-e-2

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基づき，考慮しない。
(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(2)-e-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-(2)-e-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）
基準地震動
ＳＳ

緊急用海水

水平方向ＫＨ1.93

鉛直方向ＫＶ

0.65

ポンプピットEL. 8.0＊2

注記 ＊1：固有周期の計算結果より，緊急用海水ポンプ室人員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)-e-3

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

N

Ｌ

：蓋の長さ

mm

Ｂ

：蓋の幅

mm

Ａ

：蓋の面積

㎜2

ｉｖ

：鉛直地震分布荷重

N/mm2

ＩＨ＝Ｗ・ＫＨ＝（ｍ ＋ｍＳ）・ｇ・ＫＨ＝（4.217×103＋3.942×102）×1.93＝8.900×103 N
ＩＶ＝Ｗ・（1＋ＫＶ）＝（ｍ ＋ｍＳ）
・ｇ・（1＋ＫＶ）＝（4.217×103＋3.942×103）×（1＋0.65）＝7.608×103 N
Ａ＝B・L＝1.370×103＋1.370×103＝1.877×106 mm2

ｉｖ＝ＩＶ/Ａ＝4.05×10-3 N/㎜ 2（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）(a-1-1-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ＝4.05×10-3 N/mm2

負担荷重

w＝q

スキンプレート長辺b＝450 mm

スキンプレート短辺

a＝441 mm

スキンプレートの板厚

t＝10 mm

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＝450/441＝1.020

以上により，
6.9.1-(2)-e-4

辺長比（b/a）による係数 k＝31.65(a-1-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ＝

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×31.65×4412×4.05×10-3×0.8/102＝1.99 ＝2 N/mm2

6.9.1-(2)-e-5

(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ＝4.05×10-3 N/mm2

受圧幅b＝225 mm

負担荷重

w＝q・b
＝4.05×10-3×225＝0.911 N/mm

間

L＝1.360×103 mm

水密幅

B＝1.322×103 mm

支

図 6.9.1-(2)-e-2 緊急用海水ポンプ室人員用開口部浸水防止蓋の構造図
緊急用海水ポンプ室人員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)-e-3 に示す単純支持梁として評価する。

Bｗ

L
図 6.9.1-(2)-e-3 応力評価に用いるモデル図

6.9.1-(2)-e-6

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ Ｂ）
８＝0.911×1.322×103 ×(2×1.360×103 −1.322×103)/8＝2.105×105 N･mm
せん断力

ｗ・Ｂ

Ｓ

２

＝0.911×1.322×103/2＝6.022×102 N(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)-e-4 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝75 mm
h ＝150 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝80 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝126 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝80 mm
図 6.9.1-(2)-e-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) ＝1.066×107 mm4
Z ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.421×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝7.740×102 mm2

図 6.9.1-(2)-e-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝126mm

端部ウェブ幅Rb2

図 6.9.1-(2)-e-5 蓋端部の寸法図6.9.1-(2)-e-7

(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝2.105×105 N･mm

せん断力

S＝6.022×102 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝2.105×105/（1.421×105）＝1.48 ＝2 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝6.022×102/（7.740×102）＝0.778 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3・12）＝2.65 ＝3 N/mm2(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ
＝4.05×10-3 N/mm2

受圧幅b＝450 mm

負担荷重

w＝q・b
＝4.05×10-3×450＝1.82 N/mm

間

L＝1.360×103 mm

水密幅

B＝1.322×103 mm

曲げモーメントＭ＝支ｗ・Ｂ・ ２Ｌ Ｂ８＝ 1.82 ×1.322× 103 × (2 × 1.360 × 103 −1.322×103)/8＝4.211×105 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・Ｂ
２

＝1.82×1.322×103/2＝1.205×103 N

6.9.1-(2)-e-8

(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)-e-6 に示すとおりである。
e1 ＝e2 ＝75 mm
h ＝150 mm
t1 ＝12 mm
b1 ＝100 mm
t2 ＝9 mmb2 ＝126 mm
t3 ＝12 mm
b3 ＝100 mm

図 6.9.1-(2)-e-6
I ：中間桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.294×107 mm4
Z ：中間桁の断面係数(mm3)＝1.725×105 mm3

Aｗ：中間桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝7.740×102 mm2
図 6.9.1-(2)-e-5 蓋端部の寸法図から
R＝20 mmb2＝126mm(a-2-2-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

M＝4.211×105 N･mm

せん断力

S＝1.205×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝4.211×105/（1.725×105）＝2.44 ＝3 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝1.205×103/（7.740×102）＝1.56 ＝2 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（32+3・22）＝4.58 ＝5 N/mm2

6.9.1-(2)-e-9(a-2-3) 蓋（補助桁）(a-2-3-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ＝4.05×10-3 N/mm2

負担荷重

w＝q

補助桁間隔

a＝441 mm

主桁間隔

b＝450 mm

曲げモーメントＭ

ｗ・ａ・ ３・ｂａ２４＝4.05×10-3×4.41×102×(3×4.50×1024.41×102)/24＝3.074×104 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・ａ
２

・ ｂ

ａ
２

＝4.05×10-3×4.41×102/2×（4.50×102−
4.41×102/2）＝2.049×102 N(a-2-3-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-e-7 に示すとおりである。
e1 ＝59.4 mm
e2 ＝90.6 mm
h ＝150 mm
t1 ＝8 mmb1 ＝50 mm
t2 ＝8 mmb2 ＝142 mm

図 6.9.1-(2)-e-7
I ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝3.590×106 mm4：補助桁の断面係数(mm3)＝6.044×104 mm3

Z ：補助桁の断面係数(mm3)＝3.962×104 mm3Z

Aｗ ：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝8.160×102 mm2
図 6.9.1-(2)-f-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝142mm

6.9.1-(2)-e-10

(a-2-3-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝3.074×104 N･mm

せん断力

S＝2.049×102 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝3.074×104/(3.962×104)＝0.776 ＝1 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aｗ＝2.049×102/(8.160×102）＝0.251 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（12+3・12）＝2 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
S＝ＩＨ＝8.900×103 N

せん断力

1.113×103 kN

1 本あたり(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 mm）

固定ボルトの呼び径断面積

Aｂ＝π/4・φ2＝5.39582×102 mm2(a-3-1-3) 発生応力
固定ボルトのせん断応力

τ＝S/Aｂ
＝1.113×103/539.582＝2.06 N/mm2

6.9.1-(2)-e-11

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（N/m2）
h：スキンプレート面作用水深（mm）＝2.00×102

W0：海水の密度（N/mm3）＝1.01×10-5

以上より，
Ph

＝2.00×102×1.01×10-5＝2.02×10-3 N/mm2

6.9.1-(2)-e-12

(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＝4.48×10-3 N/mm2

負担荷重

w＝q

スキンプレート長辺b3＝450 mm

スキンプレート短辺

a1＝441 mm

スキンプレートの板厚t3＝10 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝31.65
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＝450/441＝1.020

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝31.65(a-1-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ＝

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×31.65×4412×4.48×10-3×0.8/102＝2.21＝3 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＝4.48×10-3 N/mm2

受圧幅

b＝2.25×102 mm

負担荷重

w＝q・b
＝4.48×10-3×2.25×102＝1.01 N/mm

水密幅

B＝1.322×103 mm

支

L＝1.370×103 mm

間

6.9.1-(2)-e-13

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ Ｂ）
８＝1.01×1.322×103/8×(2×1.370×1031.322×103)＝2.33×105 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・Ｂ
２

＝1.01×1.322×103/2＝6.67×102 N(a-2-1-2) 断面性能
蓋の材質

SUS304

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-e-4 に示すとおりである。
I ：端部桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.066×107 mm4
Z ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.421×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝7.740×102 mm2

図 6.9.1-(2)-e-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝126mm(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝2.330×105 N･mm

せん断力

S＝6.670×102 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝2.330×105/1.421×105＝1.64 ＝2 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝6.670×102/7.740×102＝0.86 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3・12）＝2.65 ＝3 N/mm2

6.9.1-(2)-e-14

(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＝4.48×10-3 N/mm2

受圧幅

b＝4.500×102 mm

負担荷重

w＝q・b
＝4.48×10-3×4.50×102＝2.02 N/mm

水密幅

B＝1.322×103 mm

支

L＝1.360×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８＝2.02×1.322×103/8×(2×1.370×1031.322×103)＝4.667×105 N･mm
せん断力

Ｓ＝

ｗ・Ｂ
２

＝2.02×1.322×103/2＝1.335×103 N(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

I ：中間桁の断面二次モーメント ＝1.294×107 mm4
Z ：中間桁の断面係数(mm3) ＝1.725×105 mm3
Aｗ：中間桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝7.740×102 mm2
図 6.9.1-(2)-e-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝126mm(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝4.667×105 N･mm

せん断力

S＝1.335×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝4.667×105/1.725×105＝2.71 N/mm2＝3 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝1.335×103/7.740×102＝1.73 N/mm2＝2 N/mm2

6.9.1-(2)-e-15

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（32+3・22）＝4.58 ＝5 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＝4.48×10-3 N/mm2

負担荷重

w＝q
＝4.48×10-3

補助桁間隔

a＝441 mm

主桁間隔

b＝450 mm

曲げモーメントＭ

N/mm2

ｗ・ａ・ ３・ｂａ

２４＝4.48×10-3×441×(3×4502−4412)/24＝3.400×104 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・ａ
２

・ ｂ

ａ
２

＝4.48×10-3×441/2×（450−441/2）＝2.267×102 N(a-2-3-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-e-に示すとおりである。
補助桁の断面二次モーメント

I＝3.590×106 mm4

補助桁の断面係数

Z＝ 3.962×104 mm3

補助桁の端部ウェブ断面積

Aw＝8.160×102 mm2(a-2-3-3) 発生応力＜基準津波時＞
曲げモーメント

M＝3.400×104 N･mm

せん断力

S＝2.267×102 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝3.400×104/3.962×104＝0.86 =1 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝2.267×102/8.160×102＝0.28 ＝1 N/mm2

6.9.1-(2)-e-16

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（12+3・12）＝2 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)-e-17

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)-e-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)-e-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＊1（m）

弾性設計用地震動
Ｓｄ−Ｄ１
注記

緊急用海水

水平方向ＫＨＳｄ0.78

鉛直方向ＫＶＳｄ0.28

ポンプピットEL. 8.0＊2＊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。

6.9.1-(2)-e-18

ＩＶＳｄ＝Ｗ・ＫＨＳｄ
ＩＨＳｄ＝Ｗ・（1＋ＫＶＳｄ）
Ｗ＝（ｍ ＋ｍＳ）
・ｇ
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

N

ＩＨＳｄ＝Ｗ・ＫＨＳｄ＝（4.217×103＋3.941×102）×0.78＝3.597×103 N
ＩＶＳｄ＝Ｗ・（1＋ＫＶＳｄ）＝（4.217×103＋3.941×102）×1.28＝5.902×103 N
Ａ＝Ｂｏ・Ｌｏ＝1.37×103×1.37×103＝1.877×103 mm2

6.9.1-(2)-e-19

(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＝5.16×10-3 N/mm2
負担荷重

w＝q

スキンプレート長辺b＝450 mm

スキンプレート短辺

a＝441 mm

スキンプレートの板厚

t＝10 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝31.65
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＝b/a＝450/441＝1.020

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝31.65(a-1-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ＝

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×31.65×4412×5.16×10-3×0.8/102＝2.54＝3 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＝3.14×10-3+2.02×10-3＝5.16×10-3 N/mm2
受圧幅b＝225 mm

主桁負担荷重

w＝q・b＝5.16×10-3×225＝1.161 N/mm

水密幅

B＝1.322×103 mm

支

L＝1.360×103 mm

間

6.9.1-(2)-e-20

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ Ｂ）
８＝1.161×1.322×103/8×(2×1.360×103−1.322×103)＝2.682×105 N/mm
せん断力

Ｓ

ｗ・Ｂ
２

＝1.161×1.322×103/2＝7.677×103 N(a-2-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304

I ：端部桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.066×107 mm4
Z：端部桁の断面係数(mm3)＝1.421×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝7.740×102 mm2

図 6.9.1-(2)-e-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝126mm(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝2.682×105 N･mm

せん断力

S＝7.677×103

曲げ応力

σ＝M/Z
＝2.682×105×103/1.421×105＝1.89 ＝2 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝7.677×103v/7.740×102＝0.991 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3・12）＝2.65 ＝3 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＝3.14×10-3+2.02×10-3＝5.16×10-3 N/mm2
受圧幅

b＝4.50×102 mm
6.9.1-(2)-e-21

負担荷重

w＝q・b
＝5.16×10-3×4.50×102＝2.322 N/mm

水密幅

B＝1.322×103 mm

支

L＝1.370×103 mm

間

曲げモーメント

M＝w・B/8・(2L-B)＝2.322×1.322×103/8×(2×1.370×1031.322×103)＝5.364×105 N･mm

せん断力

S＝w・B/2＝2.322×1.322×103/2＝1.535×103 N(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

I ：中間桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.294×107 mm4
Z ：中間桁の断面係数(mm3)＝1.725×105 mm3

Aｗ：中間桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝7.740×102 mm2(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝5.364×105 N･mm

せん断力

S＝1.535×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝5.364×105/1.725×105＝3.11 ＝4 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝1.535×103/7.740×102＝1.98 ＝2 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（42+3・22）＝5.29 ＝6 N/mm2

6.9.1-(2)-e-22

(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＝3.14×10-3+2.02×10-3＝5.16×10-3 N/mm2
負担荷重

w＝q
＝5.16×10-3

補助桁間隔

a＝441 mm

主桁間隔

b＝450 mm

曲げモーメントＭ

N/mm2

ｗ・ａ・ ３・ｂａ

２４＝5.16×10-3×441×(3×4502-4412)/24＝3.916×104 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・ａ
２

・ ｂ

ａ
２

＝5.16×10-3×441/2×（450−441/2）＝2.611×102 N(a-2-3-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

I ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝3.590×106 mm4
Z ：補助桁の断面係数(mm3)＝3.962×104 mm3

Aｗ：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝8.160×102 cm2
図 6.9.1-(2)-e-5 蓋端部の寸法図から
R＝20 mmb2＝276mm(a-2-3-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

M＝3.916×104 N･mm

せん断力

S＝2.611×102 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝3.916×104/3.962×104＝0.988 =1 N/mm2

せん断応力

τ＝S/ Aw＝2.611×102/8.160×102＝0.320 =1 N/mm2

6.9.1-(2)-e-23

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（12+3・12）＝2 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＝3.597×103

N

2

N

1 本あたり4.496×10(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 mm）

固定ボルトの呼び径断面積

Aｂ＝π/4・φ2＝5.39582×102 mm2(a-3-1-3) 発生応力
固定ボルトのせん断応力

τ＝S/Aｂ
＝4.496×102/5.39582×102＝0.833 N/mm2

6.9.1-(2)-e-24

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：敷地に遡上する津波荷重（N/mm2）
h：スキンプレート面作用水深（mm）＝1.200×103

W0：海水の密度（N/mm3）＝1.01×10-5

以上より，
Ph

＝1.200×103×1.01×10-5＝1.21×10-2 N/mm2（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)-e-25

(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
敷地に遡上する津波時作用荷重 q＝D+PS+Ph＝1.46×10-2 N/mm2
負担荷重

w＝q

スキンプレート長辺b3＝450 mm

スキンプレート短辺

a1＝441 mm

スキンプレートの板厚t3＝10 mm

辺長比（b/a）による係数 k＝31.65
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＝450/441＝1.020

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝31.65(a-1-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ＝

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×31.65×4412×1.46×10-2×0.8/102＝7.19＝8 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＝1.46×10-2 N/mm2

受圧幅

b＝2.25×102 mm

負担荷重

w＝q・b
＝1.46×10-2×225＝3.29 N/mm

水密幅

B＝1.322×103 mm

支

L＝1.360×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝

6.9.1-(2)-e-26

ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８

＝3.29×1.322×103/8×(2×1.360×1031.322×103)＝7.601×105 N･mm
せん断力

Ｓ=

ｗ・Ｂ
２

＝3.29×1.322×103/2＝2.175×103 N(a-2-1-2) 断面性能
蓋の材質

SUS304

端部桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-e-4 に示すとおりである。
I ：端部桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.066×107 mm4
Z ：端部桁の断面係数(mm3)＝1.421×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝7.740×102 mm2
図 6.9.1-(2)-e-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝126mm(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝7.601×105 N･mm

せん断力

S＝2.175×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝7.601×105/1.421×105＝5.35 ＝6 N/mm2

せん断応力

τ＝S/ Aw＝2.175×103/7.740×102＝2.81 ＝3 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（62+3・32）＝7.94 ＝8 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＝1.46×10-2 N/mm2

受圧幅b＝450 mm

負担荷重

w＝q・b
＝1.46×10-2×450
6.9.1-(2)-e-27

＝6.57 N/mm
水密幅

B＝1.322×103 mm

支

L＝1.360×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８＝6.57×1.322×103/8×(2×1.360×1031.322×103)＝1.518×106 N･mm
せん断力

Ｓ=

ｗ・Ｂ
２

＝6.57×1.322×103/2＝4.462×103 N(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

I ：中間桁の断面二次モーメント＝1.294×107 mm4

Z ：中間桁の断面係数(mm3)＝1.725×105 mm3

Aｗ：中間桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝7.740×102 mm2
図 6.9.1-(2)-e-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝276mm(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝1.518×106 N･mm

せん断力

S＝4.462×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝1.518×106/1.725×105＝8.80 ＝9 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝4.462×103/7.740×102＝5.76 ＝6 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（92+3・62）＝13.7 ＝14 N/mm2

6.9.1-(2)-e-28

(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＝1.46×10-2 N/mm2

負担荷重

w＝q

補助桁間隔

a＝441 mm

主桁間隔

b＝450 mm

曲げモーメントＭ

ｗ・ａ・ ３・ｂａ２４＝1.46×10-2×441×(3×4502-4412)/24＝1.108×105 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・ａ
２

・ ｂ

ａ
２

＝1.46×10-2×441/2×（4502−4412/2）＝7.388×102 N(a-2-3-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

補助桁の断面二次モーメント

I＝3.590×106 mm4

補助桁の断面における寸法は図 6.9.1-(2)-e-に示すとおりである。
補助桁の断面係数

Z＝ 3.962×104 mm3

補助桁の端部ウェブ断面積

Aw＝8.160×102 mm2(a-2-3-3) 発生応力＜基準津波時＞
曲げモーメント

M＝1.108×105 N･mm

せん断力

S＝7.388×102 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝1.108×105/3.962×104＝2.80 ＝3 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝7.388×102/8.160×102＝0.91 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（32+3・12）＝3.46 ＝4 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)-e-29

ホ.

敷地に遡上する津波+余震時(イ) 荷重条件
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「敷地に遡上する津波時」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)-e-30

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する敷地に遡上する津波＋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
敷地に遡上する津波+余震時作用荷重 q＝Ph+IＶ＝1.52×10-2 N/mm2
負担荷重

w＝q

スキンプレート長辺b＝450 mm

スキンプレート短辺

a＝441 mm

スキンプレートの板厚

t＝10 mm

辺長比（b/a）による係数

k＝31.65

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＝b/a＝450/441＝1.020

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝31.65(a-1-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ＝

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝1/100×31.65×4412×1.52×10-2×0.8/102＝7.48＝8 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＝Ph+IＶ＝1.52×10-2 N/mm2
受圧幅b＝225 mm

主桁負担荷重

w＝q・b＝1.52×10-2×225＝3.420 N/mm

水密幅

B＝1.322×103 mm

支

L＝1.370×103 mm

間

6.9.1-(2)-e-31

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８＝3.420×1.322×103/8×(2×1.370×103−1.322×103)＝7.901×105 N･mm
せん断力

Ｓ=

ｗ・Ｂ
２

＝3.420×1.322×103/2＝2.261×103 N(a-2-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304

I ：端部桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.066×107 mm4
Z１：端部桁の断面係数(mm3)＝1.421×105 mm3

Aｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝7.740×102 mm2

図 6.9.1-(2)-e-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝126mm(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝7.901×105 N･mm

せん断力

S＝2.261×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝7.901×105/1.421×105＝5.56 ＝6 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝2.261×103/7.740×102＝2.92 ＝3 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（62+3・32）＝7.94 =8 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＝Ph+IＶ＝1.21×10-2+3.14×10-3＝1.52×10-2 N/mm2
受圧幅b＝450 mm
6.9.1-(2)-e-32

負担荷重

w＝q・b
＝1.52×10-2×450＝6.84 N/mm

水密幅

B＝1.322×103 mm

支

L＝1.370×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８＝6.84×1.322×103/8×(2×1.370×1031.322×103)＝1.580×106 N･mm
せん断力

Ｓ=

ｗ・Ｂ
２

＝6.84×1.322×103/2＝4.521×103 N(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

I ：中間桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.294×107 mm4
Z ：中間桁の断面係数(mm3)＝1.725×105 mm3

Aｗ：中間桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝7.740×102 mm2(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

M＝1.580×106 N･mm

せん断力

S＝4.521×103 N

曲げ応力

σ＝M/Z
＝1.580×106/1.725×105＝9.16 ＝10 N/mm2

せん断応力

τ＝S/Aw＝4.521×103/7.740×102＝5.84 ＝ 6 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（102+3・62）＝14.4 ＝15 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＝Ph+IＶ＝1.52×10-2 N/mm2
6.9.1-(2)-e-33

負担荷重

w＝q

補助桁間隔

a＝441 mm

主桁間隔

b＝450 mm

曲げモーメントＭ

ｗ・ａ・ ３・ｂａ２４＝1.52×10-2×441×(3×4502-4412)/24＝1.154×105 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・ａ
２

・ ｂ

ａ
２

＝1.52×10-2×441/2×（450-441/2）＝7.692×102 N(a-2-3-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

I ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝3.590×106 mm4
Z ：補助桁の断面係数(mm3)＝3.962×104 mm3

Aｗ：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝8.160×102 mm2
図 6.9.1-(2)-e-5 蓋端部の寸法図から
R＝20 mmb2＝276mm(a-2-3-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

M＝1.154×1052

せん断力

S＝7.692×10

曲げ応力

σ＝M/Z

N･m
N

＝1.154×105/3.962×104＝2.91 ＝3 N/mm2
せん断応力

τ＝S/Aw＝7.692×102/8.160×102＝0.943 N/mm2 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（32+3・12）＝3.46 ＝4 N/mm2

6.9.1-(2)-e-34

(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
S＝IHSd＝3.597×103 N

せん断力

4.496×102 N

1 本あたり(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 mm）

固定ボルトの呼び径断面積

Aｂ＝π/4・φ2＝5.39582×102 mm2(a-3-1-3) 発生応力
固定ボルトのせん断応力

τ＝S/Aｂ
＝4.496×102/5.39582×102＝0.833 ＝1 N/mm2

6.9.1-(2)-e-35

(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
許容限界（曲げ） 1.5σａ＝150N/mm2
蓋（端部桁）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（中間桁）の材質

SUS3042許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

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/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
(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/mm2
許容限界（せん断）1.5τａ＝90 N/mm2

6.9.1-(2)-e-36

ロ.

敷地に遡上する津波時，敷地に遡上する津波時＋余震時(イ)

蓋

蓋（スキンプレート）の材質

SUS3042許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

許容限界（曲げ） 1.9σａ＝190N/mm2
蓋（端部桁）の材質

SUS3042許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

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

SUS3042許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

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

SUS3042

許容せん断応力度τａ＝60 N/mm

許容限界（せん断）1.9τａ＝114 N/mm2

6.9.1-(2)-e-37

(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-(2)-e-3 に示す。
表 6.9.1-(2)-e-3 Ss 地震時の応力評価結果
2（N/mm2）（N/mm ）

端部桁
主桁
中間桁

浸水防止

許容応力

発生応力

評価対象部位蓋

補助桁

スキンプレート
固定ボルト

曲げ

2

150

せん断

1

90

組合せ＊

3

165

曲げ

3

150

せん断

2

90

組合せ＊

5

165

曲げ

1

150

せん断

1

90

組合せ＊

2

165

曲げ

2

150

せん断

3

90

注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-e-38

ロ. 基準津波時
基準津波時の評価結果を表 6.9.1-(2)-e-4 に示す。
表 6.9.1-(2)-e-4 基準津波時の応力評価結果
評価対象部位
浸水防

発生応力

許容応力

（N/mm2）（N/mm2）

曲げ

止蓋

端部桁
主桁
中間桁

補助桁

スキンプレート

2

150

せん断

1

90

＊

組合せ

3

165

曲げ

3

150

せん断

2

90

＊

組合せ

5

165

曲げ

1

150

せん断

1

90

＊

組合せ

2

165

曲げ

3

150

注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-e-39

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-(2)-e-5 に示す。
表 6.9.1-(2)-e-5 基準津波＋余震時の応力評価結果
評価対象部位発生応力

許容応力（N/mm2）（N/mm2）

曲げ
端部桁
主桁
中間桁

浸水防
止蓋

補助桁

スキンプレート
固定ボルト

2

150

せん断

1

90

＊

組合せ

3

165

曲げ

4

150

せん断

2

90

＊

組合せ

6

165

曲げ

1

150

せん断

1

90

＊

組合せ

2

165

曲げ

3

150

せん断

1

90

注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-e-40

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)-e-6 に示す。
表 6.9.1-(2)-e-6 敷地に遡上する津波時の応力評価結果
評価対象部位発生応力

許容応力（N/mm2）（N/mm2）

曲げ
端部桁
主桁
浸水防

中間桁

止蓋

補助桁

6

190

せん断

3

114

＊

組合せ

8

190

曲げ

9

190

せん断

6

114

＊

組合せ

14

190

曲げ

3

190

せん断

1

114

＊

組合せ

4

190

曲げ

8

190

スキンプレート
注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-e-41

ホ.

敷地に遡上する津波時＋余震時

敷地に遡上する津波時＋余震時の評価結果を表 6.9.1-(2)-e-7 に示す。
表 6.9.1-(2)-e-7 敷地に遡上する津波時＋余震時の応力評価結果
評価対象部位発生応力

許容応力（N/mm2）（N/mm2）

曲げ
端部桁
主桁
中間桁

浸水防
止蓋

補助桁

スキンプレート
固定ボルト

6

190

せん断

3

114

＊

組合せ

8

190

曲げ

10

190

せん断

6

114

＊

組合せ

15

190

曲げ

3

190

せん断

1

114

＊

組合せ

4

190

曲げ

8

190

せん断

1

114

注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-e-42

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
Ｅ Ｉ 103

π２

ｆ=

１

２

ｍ

２πＬ
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）

E

＝2740
2

＝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：主桁の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/mm）＝1.95255×10‐3

主桁のうち端部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
以上より，
f＝π2/(2π・27402)･√(1.93×105×2.901×109×103/1.95255×10‐3)＝112 Hz
T＝1/f＝0.009 s
6.9.1-(2)-f-1

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。
(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 D は以下のとおりとする。
Ｗ＝ｍＤ・ｇｍＤ：蓋の質量 5.350×103 kg
以上より，
Ｗ＝5.350×103kg×9.80665＝5.247×104 N
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 ＝Ｂｏ・Ｌｏ
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＝Ｂｏ・Ｌｏ＝2.74×103×6.72×103＝1.841×107 mm2
よって，積雪荷重による積雪質量は，3.867×103 N（2.10×10-4 N/mm2）を考慮する。

6.9.1-(2)-f-2

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。
(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(2)-f-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-(2)-f-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）

基準地震動
ＳＳ

緊急用海水

水平方向ＫＨ1.93

鉛直方向ＫＶ

0.65

ポンプピット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。

6.9.1-(2)-f-3

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）
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

N

Ｌ

：蓋の長さ

mm

Ｂ

：蓋の幅

mm

Ａ

：蓋の面積

mm2

ｉｖ

：鉛直地震分布荷重

N/mm2

Ｌ

：蓋の長さ

mm

ＩＨ＝Ｗ・ＫＨ＝（ｍ ・ｇ＋ｍＳ・ｇ）・ＫＨ＝（5.247×104＋3.867×103）×1.93＝1.087×105 N（1＋ＫＶ）
ＩＶ＝Ｗ・＝（ｍ ＋ｍＳ）
・ｇ・（1＋ＫＶ）＝（5.247×104＋3.867×103）×1.65＝9.296×104 N
Ａ＝Ｂ・Ｌ＝2.740×103×6.720×103＝1.841×107 ㎜ 2
iv＝ＩＶ/Ａ＝5.05×10-3 N/㎜ 2

6.9.1-(2)-f-4

（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）
地震時作用荷重ｑ＝ｉｖ＝5.05×10‐3 N/mm2

負担過重

ｗ＝ｑ

スキンプレート長辺

ｂ＝685 mm

スキンプレート短辺

ａ＝480 mm

スキンプレートの板厚

ｔ＝12 mm

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＝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
２

曲げ応力

σ＝

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝43.98×4802×5.05×10‐3×0.8/（100×122）＝2.84＝3 N/mm2(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
地震時作用荷重ｑ＝iＶ＝5.05×10−3 N/mm2

受圧幅ｂ＝240 mm

負担荷重

ｗ＝ｑ・ｂ
＝5.05×10−3×240＝1.21 N/mm

間

Ｌ＝2.73×103 mm

水密幅

Ｂ＝2.70×103 mm

支

6.9.1-(2)-f-5

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
緊急用海水ポンプ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

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８＝1.21×2.70×103×(2×2.73×103−2.70×103)/8＝1.127×106 N･mm
せん断力

Ｓ=

ｗ・Ｂ
２

＝1.21×2.70×103/2＝1.634×103 N
6.9.1-(2)-f-6

(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) ＝1.054×107 mm4
Ｚ：端部桁の断面係数(mm3)＝6.388×105 mm3

Ａｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝3.096×103 mm2

図 6.9.1-(2)-ｆ-5 に示す寸法図から
R＝20 mmR

端部ウェブ幅b2

b2＝298 mm

図 6.9.1-(2)-f-5 蓋端部の寸法図(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍ＝1.127×106 kN･m

せん断力

Ｓ＝1.634×103 kN

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝1.127×106/(6.388×105)＝1.76＝2 N/mm2

せん断応力

τ=Ｓ/Ａｗ＝1.634×103/（3.096×103）＝0.528＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σｍ＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3×12）＝2.65＝3 N/mm2
6.9.1-(2)-f-7

(a-2-2) 蓋（中間桁）(a-2-2-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ
＝5.05×10−3 N/mm2

受圧幅ｂ＝480 mm

負担荷重

ｗ＝ｑ・ｂ
＝5.05×10−3×480＝2.42 N/mm

間

Ｌ＝2.73×103 mm

水密幅

Ｂ＝2.70×103 mm

曲げモーメントＭ＝支ｗ・Ｂ・ ２Ｌ Ｂ
８＝2.42×2.70×103×(2×2.73×103−2.70×103)/8＝2.254×106 N･mm
せん断力

Ｓ

ｗ・Ｂ
２

＝2.42×2.70×103/2＝3.267×103 N(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-6 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-6 中間桁の断面寸法図
Ｉ ：中間桁の断面二次モーメント(mm4)＝1.054×107 mm4
Ｚ ：中間桁の断面係数(mm3)＝6.388×105 mm3

Ａｗ：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝3.096×103 mm2
図 6.9.1-(2)-ｆ-5 に示す寸法図から
R＝30 mmb2＝298 mm
6.9.1-(2)-f-8

(a-2-2-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

Ｍ＝2.254×106 N･mm

せん断力

Ｓ＝3.267×103 N

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝2.254×106/（6.388×105）＝3.53＝4 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝3.267×103/（3.096×103）＝1.06＝2 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（42+3×22）＝5.29＝6 N/mm2(a-2-3) 蓋（補助桁）(a-2-3-1) 発生荷重
作用荷重

q＝iＶ
＝5.05×10−3 N/mm2

負担荷重

ｗ＝ｑ
＝5.05×10−3 N/mm2

補助桁間隔

ａ＝685 mm

主桁間隔

ｂ＝480 mm

曲げモーメントＭ

ｗ・ｂ
１２＝5.05×10−3×4803/12＝4.654×104 N･mm
２

せん断力

Ｓ

ｗ・ｂ
４

＝5.05×10−3×480２/4＝2.909×102 N

6.9.1-(2)-f-9

(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-7 に示す通りである。
h ＝330 mm
t1 ＝8 mmb1 ＝50 mm
t2 ＝8 mmb2 ＝322 mm

図 6.9.1-(2)-f-7 補助桁の断面寸法図
補助桁の材質SUS304

Ｉ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝3.171×107 mm4
Ｚ ：補助桁の断面係数(mm3)＝1.731×105 mm3Ａｗ：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝2 .256×103 mm2
図 6.9.1-(2)-f-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝322 mm(a-2-3-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

Ｍ＝4.654×103 N･mm

せん断力

Ｓ＝2.909×102 N･mm

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝4.654×103/（1.731×105）＝0.269＝1 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝2.909×102/（2.256×103）＝0.129＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（12+3×12）＝2＝2 N/mm2

6.9.1-(2)-f-10

(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) 発生荷重
S＝ＩＨ＝1.087×105 N

せん断力
ボルト本数

30 本

1 本当たり3623 N

(a-3-2) 断面性能
固定ボルトの材質
固定ボルトの呼び径
固定ボルトの呼び径断面積

SUS304M30（谷径φ＝26.211 mm）
Ａｂ＝π/4・φ2 ＝539.582 mm2(a-3-3) 発生応力
固定ボルトのせん断応力

τ＝Ｓ/Ａｂ
＝3.623×103/539.582＝6.71 ＝7 N/mm2

6.9.1-(2)-f-11

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（N/mm2）
ｈ ：スキンプレート面作用水深（mm） ＝200
ｗ０：海水の密度（N/mm3）＝1.010×10−5

以上より，
Ｐｈ ＝200×1.010×10−5＝2.02×10−3 N/mm2(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＝ｉｖ＋Ｐｈ＋Ｐｓ＝5.08×10−3 N/mm2

スキンプレート長辺

b＝685 mm

スキンプレート短辺

a＝480 mm

スキンプレートの板厚

t＝12 mm

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＝685/480 ＝1.427

以上により，
辺長比（b/a）による係数 k＝43.98

6.9.1-(2)-f-12

(a-1-1-2) 発生応力
２

曲げ応力

σ＝

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝43.98×4802×5.08×10−3×0.8/（100×122）＝2.86＝3 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＝ｉｖ＋Ｐｈ＋Ｐｓ＝5.08×10−3 N/mm2

受圧幅ｂ＝240 mm

負担荷重

ｗ＝q・b
＝5.08×10−3×240＝1.22 N/mm

間

Ｌ＝2.730×103 mm

水密幅

Ｂ＝2.700×103 mm

曲げモーメント

Ｍ＝

支

ｗ・Ｂ・
（２Ｌ-Ｂ）
８＝1.22×2.70×103×(2×2.730×103-2.700×103)/8＝1.136×106 N･㎜
せん断力

Ｓ＝

ｗ・Ｂ
２

＝1.22×2.700×103/2＝1.647×103 N(a-2-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS3044Ｉ：端部桁の断面二次モーメント(mm ) ＝1.054×107 mm4
Ｚ：端部桁の断面係数(mm3)＝6.388×105 mm3

Ａｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝3.096×104 mm2

図 6.9.1-(2)-f-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝298mm

6.9.1-(2)-f-13

(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍ＝1.136×106 N･㎜

せん断力

Ｓ＝1.647×103 N

曲げ応力

σ ＝Ｍ/Ｚ＝1.136×106/（6.388×105）＝1.78＝2 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝1.647×103/（3.096×104）＝0.0532＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（22+3×12）＝2.65＝3 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＝ｉｖ＋Ｐｈ＋Ｐｓ＝5.08×10−3 N/mm2

受圧幅ｂ＝480 mm

負担荷重

ｗ＝ｑ・ｂ
＝5.08×10−3×480＝2.44 N/mm2

水密幅

Ｂ＝2.730×103 mm

支

Ｌ＝2.700×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８＝2.44×2.700×103/8×(2×2.730×103−
2.700×103)＝2.273×106 N･mm
せん断力

Ｓ＝

ｗ・Ｂ
２

＝2.44×2.700×103/2＝3.294×103 N

6.9.1-(2)-f-14

(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

Ｉ ：中間桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.054×107 mm4
Ｚ ：中間桁の断面係数(mm3)＝6.388×105 mm3

Ａｗ：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2） ＝3.096×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝298mm(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍ＝2.273×106 N･mm

せん断力

Ｓ＝3.294×103 N

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝2.273×106/（6.388×105）＝3.56＝ 4N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝3.294×103/（3.096×103）＝1.06 ＝2N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（42+3×22）＝5.29 ＝6N/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＝ｉｖ＋Ｐｈ＋Ｐｓ＝5.08×10−3 N/mm2

負担荷重

ｗ＝ｑ＝5.08×10−3 N/mm2

補助桁間隔

ａ＝685 mm

主桁間隔

ｂ＝480 mm

曲げモーメント

Ｍ

３

ｗ・ｂ
１２

＝5.08×10−3×4803 /12＝4.682×104 N･mm
２

せん断力

Ｓ

ｗ・ｂ
４

＝5.08×10−3×4802/4＝2.926×102 N

6.9.1-(2)-f-15

(a-2-3-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

Ｉ ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝3.171×107 mm4
Ｚ ：補助桁の断面係数(mm3)＝1.731×105 mm3Ａｗ：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝2.256×103 mm2
図 6.9.1-(2)-f-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝322mm(a-2-3-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

Ｍ＝4.682×104 N･mm

せん断力

Ｓ＝2.926×102 N

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝4.682×104/（1.731×105）＝0.271 ＝1 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝2.926×102/（2.256×103）＝0.130 ＝1N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（12+3・12）＝2 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-16

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)-f-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)-f-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＊1（m）
弾性設計用地震動
Ｓｄ−Ｄ１
注記

緊急用海水

水平方向ＫＨＳｄ0.78

鉛直方向ＫＶＳｄ0.28

ポンプピットEL. 8.0＊2＊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。

6.9.1-(2)-f-17

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。
ＷｖＨ＝Ｗ・ＫＨＳｄ
ＩＶ＝Ｗ・（1＋ＫＶＳｄ）
・ｇ
Ｗ＝（ｍ ＋ｍＳ）
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

N

ＩＨＳｄ＝Ｗ・ＫＨＳｄ＝（ｍ ・ｇ＋ｍＳ・ｇ）・ＫＨＳｄ＝（5.247×104＋3.867×103）×0.78＝4.394×104 N
ＩＶＳｄ＝Ｗ・（1＋ＫＶＳｄ）＝（ｍ ・ｇ＋ｍＳ・ｇ）・（1＋ＫＶＳｄ）＝（5.247×104＋3.867×103）×1.28＝7.211×104 N
Ａ＝Ｂ・Ｌ＝2.740×103×6.720×103＝1.841×103 ㎜ 2
iＶＳｄ＝ＩＶＳｄ/Ａ＝3.92×10-3 N/mm2

6.9.1-(2)-f-18

(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＝5.94×10-3 N/mm2
スキンプレート長辺

ｂ＝685 mm

スキンプレート短辺

ａ＝480 mm

スキンプレートの板厚

ｔ＝12 mm

辺長比（b/a）による係数ｋ＝43.98
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＝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
２

曲げ応力

σ＝

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝43.98×4802×5.94×10-3×0.8/（100×122）＝3.34＝4 N/mm2

6.9.1-(2)-f-19

(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＝5.94×10-3 N/mm2
受圧幅ｂ＝240 mm

負担荷重

ｗ＝ｑ・ｂ
＝5.94×10-3×240＝1.43 N/mm

水密幅

Ｂ＝2.70×103 mm

支

Ｌ＝2.73×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８＝ 1.43 × 2.70 × 103/8 × (2 × 2.73 × 1032.70×103)＝1.332×106 N･mm
せん断力

Ｓ＝

ｗ・Ｂ
２

＝1.43×2.70×103/2＝1.931×103 N(a-2-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS3044Ｉ：端部桁の断面二次モーメント(mm )＝1.054×107 mm4

Ｚ：端部桁の断面係数(mm3)＝6.388×105 mm3

Ａｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝3.096×103 mm2

図 6.9.1-(2)-f-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝298mm(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍ＝1.332×106 N･mm

せん断力

Ｓ＝1.931×103 N

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝1.332×106/（6.388×105）＝2.09 N/mm2 ＝3 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝1.931×103/（3.096×103）＝0.624 ＝1 N/mm2

6.9.1-(2)-f-20

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（32+3・12）＝3.46 ＝4 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＝5.94×10-3 N/mm2
受圧幅ｂ＝480 mm

負担荷重

ｗ＝ｑ・ｂ
＝5.94×10-3×480＝2.85 N/mm

水密幅

Ｂ＝2.70×103 mm

支

Ｌ＝2.73×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８＝ 2.85 × 2.70 × 103/8 × (2 × 2.73 × 1032.70×103)＝2.655×106 N･mm
せん断力

Ｓ＝

ｗ・Ｂ
２

＝2.85×2.70×103/2＝3.848×103 N(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

Ｉ：中間桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.054×107 mm4
Ｚ：中間桁の断面係数(mm3)＝6.388×105 mm3

Ａｗ：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2）＝3.096×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝298 mm

6.9.1-(2)-f-21

(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍ＝2.655×106 N･mm

せん断力

Ｓ＝3.848×103 N

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝2.655×106/（6.388×105）＝4.16＝5 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝3.848×103/3.096×103＝1.24＝2 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（52+3・22）＝6.08＝7 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＝5.94×10-3 N/mm2
負担荷重

ｗ＝ｑ＝5.94×10-3 N/mm2

補助桁間隔

ａ＝685 mm

主桁間隔

ｂ＝480 mm

曲げモーメント

Ｍ

３

ｗ・ｂ
１２

＝5.94×10-3×4803/12＝5.474×104 N･mm
２

せん断力

Ｓ

ｗ・ｂ
４

＝5.94×10-3×4802/4＝3.421×102 N(a-2-3-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

Ｉ ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝3.171×107 mm4
Ｚ ：補助桁の断面係数(mm3)＝1.731×105 mm3Ａｗ：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝2.256×103 mm2
図 6.9.1-(2)-f-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝322mm

6.9.1-(2)-f-22

(a-2-3-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍ＝5.474×104 N･mm

せん断力

Ｓ＝3.421×103 N

曲げ応力

σ＝Ｍ／Ｚ
＝5.474×104/（1.731×105）＝0.316 ＝1 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝3.421×103/（2.256×103）＝0.152 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（12+3・12）＝2 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) 発生荷重
S＝IＨＳｄ＝4.394×104 N

せん断力

1.465×103N

1 本当たり(a-3-2) 断面性能
固定ボルトの材質
固定ボルトの呼び径
固定ボルトの呼び径断面積

SUS304M30（谷径φ＝26.21 mm）
Ａｂ＝π/4・φ2 ＝539.582 mm2(a-3-3) 発生応力
固定ボルトのせん断応力

τ＝Ｓ/Ａｂ
＝1.465×103/539.582＝2.72＝3 N/mm2

6.9.1-(2)-f-23

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：敷地に遡上する（N/mm2）
ｈ ：スキンプレート面作用水深（mm） ＝1200
ｗ０：海水の密度（N/mm3）＝1.010×10−5

以上より，
Ｐｈ ＝1200×1.010×10−5＝1.21×10−2 N/mm2（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-24

(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＝2.85×10−3+2.10×10−4
1.21×10−2＝1.52×10−2 N/mm2
スキンプレート長辺

ｂ＝685 mm

スキンプレート短辺

ａ＝480 mm

スキンプレートの板厚

ｔ＝12 mm

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＝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
２

曲げ応力

σ＝

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝43.98×4802×1.52×10−2×0.8/（100×122）＝8.56 ＝9 N/mm2

6.9.1-(2)-f-25

(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＝2.85×10−3+2.10×10−4
1.21×10−2＝1.52×10−2 N/mm2
受圧幅b＝240 mm

主桁負担荷重

ｗ＝ｑ・ｂ＝1.52×10−3×240＝3.65 N/mm

水密幅

B＝2.70×103 mm

支

L＝2.73×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８＝3.65×2.70×103/8×(2×2.73×103−2.70×103)＝3.400×106N･mm
せん断力

Ｓ＝

ｗ・Ｂ
２

＝3.65×2.70×103/2＝4.928×103 N(a-2-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS304

Ｉ：端部桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.054×107 mm4
Ｚ：端部桁の断面係数(mm3)＝6.388×105 mm3

Ａｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝3.096×103 mm2

図 6.9.1-(2)-f-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝298mm

6.9.1-(2)-f-26

(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍ＝3.400×106 N･mm

せん断力

Ｓ＝4.928×103 N

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝3.400×106/(6.388×106)＝5.32 ＝6 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝4.928×103/（3.096×103）＝1.59 ＝2 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（62+3・22）＝6.93 ＝7 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＝2.85×10−3+2.10×10−4
1.21×10−2＝1.52×10−2 N/mm2
受圧幅b＝480 mm

負担荷重

ｗ＝ｑ・ｂ
＝1.52×10−3×480＝7.30 N/mm

水密幅

B＝2.70×103 mm

支

L＝2.73×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８＝7.30×2.70×103/8×(2×2.73×103−2.70×103)＝6.800×106 N･mm
せん断力

Ｓ＝

ｗ・Ｂ
２

＝7.30×2.70×103/2＝9.855×103 N

6.9.1-(2)-f-27

(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

Ｉ ：中間桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.054×107 mm4
Ｚ ：中間桁の断面係数(mm3)＝6.388×105 mm3

Ａｗ：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2） ＝3.096×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝298mm(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍ＝6.800×106 N･mm

せん断力

Ｓ＝9.855×103 N

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝6.800×106/(6.388×105)＝10.6 ＝11 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝9.855×103/（3.096×103）＝3.18 ＝4 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（112+3・42）＝13 N/mm2

6.9.1-(2)-f-28

(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＝2.85×10−3＋2.10×10−4＋
1.21×10−2＝1.52×10−2 N/mm2
負担荷重w＝q＝1.52×10−2 N/mm2

補助桁間隔

a＝685 mm

主桁間隔

b＝480 mm

曲げモーメントＭ

ｗ・ｂ
１２＝1.52×10−2×4803 /12＝1.401×105 N･mm
２

せん断力

ｗ・ｂ

Ｓ

４

＝1.52×10−2×4802 /4＝8.755×102 N(a-2-3-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

Ｉ ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝3.171×107 mm4
Ｚ ：補助桁の断面係数(mm3)＝1.731×105 mm3Ａｗ：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝2.256×103 mm2
図 6.9.1-(2)-f-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝322mm(a-2-3-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

Ｍ＝1.401×105 N･mm

せん断力

Ｓ＝8.755×102 N

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝1.401×105/（1.731×105）＝0.809 ＝1 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝8.755×102/（2.256×103）＝0.388 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（12+3・12）＝2 N/mm2
6.9.1-(2)-f-29

(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-30

ホ.

敷地に遡上する津波+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「敷地に遡上する津波時」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。
(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
敷地に遡上する津波+余震時作用荷重 ｑ＝iＶＳｄ+Ｐｈ＝3.92×10-3＋1.21×10-2＝1.60×10−2 N/mm2
スキンプレート長辺

ｂ＝685 mm

スキンプレート短辺

ａ＝480 mm

スキンプレートの板厚

ｔ＝12 mm

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＝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
２

曲げ応力

σ＝

ｋ・ａ ・ｗ２

γ100・ｔ＝43.98×4802×1.60×10−2×0.8/（100×122）＝9.01 ＝10 N/mm2
6.9.1-(2)-f-31

(a-2-1) 蓋（端部桁）(a-2-1-1) 発生荷重
敷地に遡上する津波+余震時作用荷重 ｑ＝iＶＳｄ+Ｐｈ＝3.92×10-3＋1.21×10-2＝1.60×10−2 N/mm2
受圧幅ｂ＝240 mm

主桁負担荷重

ｗ＝ｑ・ｂ＝1.60×10−2×240＝3.84 N/mm2

水密幅

B＝2.70×103 mm

支

L＝2.73×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８＝3.84×2.70×103/8×(2×2.73×103−2.70×103)＝3.538×106 N/mm
せん断力

Ｓ＝

ｗ・Ｂ
２

＝3.84×2.70×103/2＝5.184×103 N(a-2-1-2) 断面性能
端部桁の材質SUS3044Ｉ：端部桁の断面二次モーメント(mm ) ＝1.054×107 mm4
Ｚ：端部桁の断面係数(mm3)＝6.388×105 mm3

Ａｗ：端部桁の端部ウェブ断面積(mm2)＝3.096×103 mm2

図 6.9.1-(2)-f-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝298mm(a-2-1-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍ＝3.538×106 N/mm

せん断力

Ｓ＝7.076×103 N

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝3.538×106/（6.388×105）＝5.53 ＝6 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝5.184×103/（3.096×103）＝1.67 ＝2 N/mm2
6.9.1-(2)-f-32

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（62+3×22）＝6.93 ＝7 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+余震時作用荷重 ｑ＝iＶＳｄ+Ｐｈ＝3.917×103＋12.120×103＝1.60×10−2 N/mm2
受圧幅b＝480 mm

負担荷重

ｗ＝ｑ・ｂ
＝1.60×10−2×480＝7.699 N/mm2

水密幅

B＝2.70×103 mm

支

L＝2.73×103 mm

間

曲げモーメント

Ｍ＝ｗ・Ｂ・（２Ｌ-Ｂ）
８＝7.699×2.70×103/8×(2×2.73×103−
2.70×103)＝7.163×103 N･mm
せん断力

Ｓ＝

ｗ・Ｂ
２

＝7.699×2.70×103/2＝1.038×104 N･mm
(a-2-2-2) 断面性能
中間桁の材質SUS304

Ｉ ：中間桁の断面二次モーメント(mm4) ＝1.054×107 mm4
Ｚ ：中間桁の断面係数(mm3)＝6.388×105 mm3

Ａｗ：中間桁の端部ウェブ断面積（mm2） ＝3.096×103 mm2
図 6.9.1-(2)-b-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝298mm

6.9.1-(2)-f-33

(a-2-2-3) 発生応力
曲げモーメント

Ｍ＝7.163×103 N･mm

せん断力

Ｓ＝1.038×104 N･mm

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝7.163×103/（6.387×105）＝11.2 ＝12 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝1.038×104/（3.096×103）＝3.35 ＝4 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（122+3・42）＝13.9 ＝14 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+余震時作用荷重 ｑ＝iＶＳｄ+Ｐｈ＝3.92×10-3＋1.21×10-2＝1.60×10−2 N/mm2
負担荷重ｗ＝ｑ＝1.60×10−2

補助桁間隔

a＝685 mm

主桁間隔

b＝480 mm

曲げモーメントＭ

ｗ・ｂ
１２＝1.60×10−2×4803 /12＝1.475×105 N･mm

せん断力

Ｓ＝

ｗ・ｂ
４

＝1.60×10−2×4802 /4＝9.216×102 N

6.9.1-(2)-f-34

(a-2-3-2) 断面性能
補助桁の材質SUS304

Ｉ ：補助桁の断面二次モーメント(mm4)＝3.171×107 mm4
Ｚ ：補助桁の断面係数(mm3)＝1.731×105 mm3Ａｗ：補助桁の端部ウェブ断面積(mm2) ＝2.256×103 mm2
図 6.9.1-(2)-f-5 に示す寸法図から
R＝20 mmb2＝322mm(a-2-3-3) 発生応力＜地震時＞
曲げモーメント

Ｍ＝1.475×105 N･mm

せん断力

Ｓ＝9.216×102 N

曲げ応力

σ＝Ｍ/Ｚ
＝1.475×105/（1.731×105）＝0.852 ＝1 N/mm2

せん断応力

τ＝Ｓ/Ａｗ＝9.216×102×10/（2.256×103）＝0.409 ＝1 N/mm2

組合せ応力（垂直＋せん断）
σm＝√（σ2+3・τ2）＝√（12+3・12）＝2 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) 発生荷重
せん断力

IＨＳｄ＝4.394×104 kN

ボルト本数

30 本

1 本当たり1.465 kN(a-3-2) 断面性能
固定ボルトの材質
固定ボルトの呼び径
固定ボルトの呼び径断面積

6.9.1-(2)-f-35

SUS304M30（谷径φ＝26.21 mm）
Ａｂ＝π/4・φ2 ＝539.582 mm2

(a-3-3) 発生応力
固定ボルトのせん断応力

τ＝Ｓ/Ａｂ
＝1.465×103/539.582＝2.72＝3 N/mm2

6.9.1-(2)-f-36

(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

SUS3042許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

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

SUS3042許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

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

SUS3042

許容せん断応力度τａ＝60 N/mm

許容限界（せん断）1.5τａ＝90 N/mm2

6.9.1-(2)-f-37

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

SUS3042許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

許容限界（曲げ） 1.9σａ＝190N/mm2
蓋（端部桁）の材質

SUS3042許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

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

SUS3042許容曲げ応力度σａ＝100 N/mm

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

SUS3042

許容せん断応力度τａ＝60 N/mm

許容限界（せん断）1.9τａ＝114 N/mm2

6.9.1-(2)-f-38

(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-(2)-f-3 に示す。
表 6.9.1-(2)-f-3 Ss 地震時の応力評価結果（蓋，固定ボルト）2（N/mm2）（N/mm ）

端部桁
主桁
中間桁

浸水防止

許容応力

発生応力

評価対象部位蓋

補助桁

スキンプレート
固定ボルト

曲げ

2

150

せん断

1

90

組合せ＊

3

165

曲げ

4

150

せん断

2

90

組合せ＊

6

165

曲げ

1

150

せん断

1

90

組合せ＊

2

165

曲げ

3

150

せん断

7

90

注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-f-39

ロ. 基準津波時
基準津波時の評価結果を表 6.9.1-(2)-f-4 に示す。
表 6.9.1-(2)-f-4 基準津波時の応力評価結果（蓋）評価対象部位
浸水防

発生応力

許容応力

（N/mm2）（N/mm2）

曲げ

止蓋

端部桁
主桁
中間桁

補助桁

スキンプレート

2

150

せん断

1

90

＊

組合せ

3

165

曲げ

4

150

せん断

2

90

＊

組合せ

6

165

曲げ

1

150

せん断

1

90

＊

組合せ

2

165

曲げ

3

150

注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-f-40

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-(2)-f-5 に示す。
表 6.9.1-(2)-f-6 基準津波＋余震時の応力評価結果（蓋,固定ボルト）
評価対象部位発生応力

許容応力（N/mm2）（N/mm2）

曲げ
端部桁
主桁
中間桁

浸水防
止蓋

補助桁

スキンプレート
固定ボルト

3

150

せん断

1

90

＊

組合せ

4

165

曲げ

5

150

せん断

2

90

＊

組合せ

7

165

曲げ

1

150

せん断

1

90

＊

組合せ

2

165

曲げ

4

150

せん断

3

90

注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-f-41

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)-f-6 に示す。
表 6.9.1-(2)-f-7 敷地に遡上する津波時の応力評価結果（蓋）評価対象部位発生応力

許容応力（N/mm2）（N/mm2）

曲げ
端部桁
主桁
浸水防

中間桁

止蓋

補助桁

6

190

せん断

2

114

＊

組合せ

7

190

曲げ

11

190

せん断

4

114

＊

組合せ

13

190

曲げ

1

190

せん断

1

114

＊

組合せ

2

190

曲げ

9

190

スキンプレート
注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-f-42

ホ. 敷地に遡上する津波時＋余震時
敷地に遡上する津波時＋余震時の評価結果を表 6.9.1-(2)-f-8 に示す。
表 6.9.1-(2)-f-8 敷地に遡上する津波＋余震時の応力評価結果（蓋，固定ボルト）
評価対象部位発生応力

許容応力（N/mm2）（N/mm2）

曲げ
端部桁
主桁
中間桁

浸水防
止蓋

補助桁

スキンプレート
固定ボルト

6

190

せん断

2

114

＊

組合せ

7

190

曲げ

12

190

せん断

4

114

＊

組合せ

14

190

曲げ

1

190

せん断

1

114

＊

組合せ

2

190

曲げ

10

190

せん断

3

114

注記 ＊：曲げとせん断の組合せ応力

6.9.1-(2)-f-43

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(a) 固有周期
イ. 固有周期（固有振動数）の計算
上蓋は，全周囲を固定ボルトにより支持されていることから，周辺固定の長方形板モデルとする。固有周期Ｔ及び周辺固定の長方形板モデルの一次固有振動数ｆは，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より，次式を用いて算出する。

T =

f＝

1
ｆ

λ・π・

2・b

ｔ
2・

E ・ｇ
3・ 1

ν

・ρ

ここで，
Ｔ ：固有周期（s）
ａ ：モデル化に用いる蓋材の幅（長辺）（m）
ｂ ：モデル化に用いる蓋材の長さ（短辺）（m）
ｆ ：一次固有振動数（Hz）
λ：振動数係数（ａ/ｂ及び振動系によって決まる係数）「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」の周辺固定の長方形板モデルより，ａ/ｂ＝1 のときλ＝3.65，ａ/ｂ＝1.5 のときλ＝2.74，ａ/ｂ＝2 のとき
λ＝2.49
図 6.9.1-(2)-g-1 に機械工学便覧 P3-52 抜粋を示す。

π ：円周率＝3.14159

ｔ ：上蓋の厚さ（m）（公称厚）＝0.030E＝1.94×105：縦弾性係数（MPa）

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，直線補間を用いて計算する。
（ｔ −ｔ ）・（Ｅ５０−Ｅ２０）
Ｅ＝Ｅ２０−＋ ４０ ２０（ｔ５０−ｔ２０）（40−20）×（193000−195000)＝195000−＋（50−20）＝1.93666×105 ≒1.94×105

(MPa)

ここで，
ｔ２０，ｔ４０，ｔ５０：温度（各 20 ℃，40 ℃，50 ℃）
Ｅ２０，Ｅ５０：各温度時のオーステナイト系ステンレス鋼の縦弾性係数（Ｅ２０：20 ℃の時 195000 MPa，Ｅ５０：50 ℃の時
193000 MPa）

ｇ ：重力加速度（m/s2）
6.9.1-(2)-g-1＝9.80665

ν：ポアソン比＝0.33

ρ ：材料の密度（kg/m ）オーステナイト系ステンレス鋼＝7930

上蓋の固有振動数の計算条件及び固有周期を表 6.9.1-(2)-g-1 に示す。

図 6.9.1-(2)-g-1 機械工学便覧 P3-52 抜粋
表 6.9.1-(2)-g-1 上蓋の固有振動数の計算条件及び固有周期
上蓋の幅

上蓋の長さ

振動数係数

一次固有振動数

固有周期

ａ(m)

ｂ(m)

λ＊１＊２

ｆ＊３＊４（Hz）

Ｔ＊５＊６（s）

水密ハッチＡ

2.580

2.320

2.74

35.9

0.028

水密ハッチＢ

2.620

2.130

2.74

42.5

0.024

注記 ＊1：水密ハッチＡの振動数係数λは，ａ/ｂ≒1.1 の場合の定数λが無いため，より小さな値として算出されるａ/ｂ＝1.5 の場合の定数λ＝2.74 を用いた。
＊2：水密ハッチＢの振動数係数λは，ａ/ｂ≒1.2 の場合の定数λが無いため，より小さな値として算出されるａ/ｂ＝1.5 の場合の定数λ＝2.74 を用いた。
＊3：水密ハッチＡの一次固有振動数ｆは以上より，
2.74×3.14159×ｆ＝2×2.320

2

0.030
2

1.94×1011×9.80665
3×（1−0.32 ）×7930×9.80665＝35.9061≒35.9＊4：水密ハッチＢの一次固有振動数ｆは以上より，
2.74×3.14159×ｆ＝2×2.130

2

0.030
2

1.94×1011×9.80665
3×（1−0.32 ）×7930×9.80665＝42.5976≒42.5＊5：水密ハッチＡの固有周期Ｔは以下より算出する
Ｔ＝1／ｆ＝1／35.9＝0.0278552≒0.028（s）＊6：水密ハッチＢの固有周期Ｔは以下より算出する。
Ｔ＝1／ｆ＝1／42.5＝0.0235294≒0.024（s）

6.9.1-(2)-g-2

ロ. 固有値解析結果
水密ハッチＡ
固有周期は 0.028 s であり，0.05 s 以下であることから，剛構造である。
水密ハッチＢ
固有周期は 0.024 s であり，0.05 s 以下であることから，剛構造である。

(b) 応力計算(イ) 荷重条件(a-1) 常時作用する固定荷重（Ｄ）＜重畳時及び地震時＞
固 定荷重 は 以下のとおりとする。水密ハッチの質量及び固定荷 重を表6.9.1-(2)-g-2 に示す。
Ｄ＝ｍ・ｇ
ここで，
Ｄ：固定荷重（N）
ｍ：上蓋の質量（kg）
表 6.9.1-(2)-g-2 水密ハッチの質量及び固定荷重
上蓋の質量ｍ(kg)

固定荷重Ｄ＊１＊２（N）

水密ハッチＡ

1700

16671.3

水密ハッチＢ

1600

15690.6

注記 ＊1：水密ハッチＡの固定荷重Ｄは以上より
Ｄ＝1700×9.80665＝16671.3＊2：水密ハッチＢの固定荷重Ｄは以上より
Ｄ＝1600×9.80665＝15690.6(a-2) 積雪荷重(Ｐｓ) ＜重畳時及び地震時＞
積雪荷重Ｐｓについては，30 cm の積雪量を想定し，平均的な積雪荷重を与えるための係数 0.35 を考慮する。
積雪荷重による質量は次式を用いて算出する。
Ｐｓ＝ｋ・ω・Ｈ
ここで，
Ｐｓ：積雪荷重（Pa）
ｋ ：定数（積雪荷重算出）＝0.35

ω ：積雪の単位荷重（Pa/cm）＝20

6.9.1-(2)-g-3

Ｈ ：垂直積雪高さ（cm）

＝30

以上より，
Ｐｓ＝0.35×20×30
＝210

(a-3)

基準津波による津波荷重(Ｐｈｔ) ＜重畳時＞
基準津波による津波荷重として，経路からの津波又は溢水に伴う水位を用いた静水圧を考慮し，次式を用いて算出する。
Ｐｈ＝ρ ・ｇ・ｈt

ここで，
Ｐｈｔ：基準津波による津波荷重による静水圧荷重（Pa）
ρ０ ：海水の密度（kg/m3）＝1030

港湾の施設の技術上の基準・同解説（日本港湾協会

平成 19 年）

より
ｈｔ ：水位差（m）＝0.200

以上より，
Ｐｈt＝1030×9.80665×0.200＝2020.17(a-4) 敷地に遡上する津波による津波荷重(Ｐｈ) ＜重畳時＞
敷地に遡上する津波による津波荷重として，経路からの津波又は溢水に伴う水位を用いた静水圧を考慮し，次式を用いて算出する。
Ｐ ＝ρ ・ｇ・ｈｈ

ここで，
Ｐh：敷地に遡上する津波による津波荷重による静水圧荷重（Pa）
ρ0：海水の密度（kg/m3）＝1030

港湾の施設の技術上の基準・同解説（日本港湾協会 平成 19 年）より
ｈ ：水位差（m）＝1.200以上より，
Ｐｈ＝1030×9.80665×1.200＝12121.02(a-5) 余震荷重(Ｓｄ) ＜重畳時＞
余震荷重は，添付書類「Ⅴ-1-1-2-2-5 津波防護に関する施設の設計方針」に示す津波荷重との重畳を考慮する弾性設計用地震動Ｓｄを入力して得られた
6.9.1-(2)-g-4地震応答解析に伴う上版（コンクリート）における最大応答加速度の最大値を設計震度として，水密ハッチに作用する余震による慣性力を考慮する。
なお，設計震度は最大応答加速度を重力加速度で除して算出する。
水密ハッチの応力評価に用いる余震荷重の設計震度を表 6.9.1-(2)-g-3 に示す。
表 6.9.1-(2)-g-3 応力評価に用いる設計震度
地震動

弾性設計用地震動

設置場所及び床面高さ

水平震度

鉛直震度

(m)

ＣＨ

ＣＶ

1.05＊30.72＊3

格納容器圧力逃がし装置格納用

Ｓｄ

配管カルバート＊2
EL. 8.00（EL. 7.89＊1）

注記 ＊1：基準床レベルを示す。
＊2：格納容器圧力逃がし装置格納槽と格納容器圧力逃がし装置用配管カル
バートのうち最大応答加速度が大きい格納容器圧力逃がし装置用配管
カルバートの値を使用する。
＊3：設計震度は保守的に基準地震動Ｓｓの値を使用する。

地震荷重による水平方向の地震荷重は常時作用する固定荷重（Ｄ）及び積雪荷重（Ｐｓ）を考慮し次式を用いて算出する。
余震による地震荷重は表 6.9.1-(2)-g-4 に示す。
ＫＨｓｄ＝ＣＨ・（Ｄ＋Ｐｓ・Ａ）
ここで，
ＫＨｓｄ：水平方向の地震荷重（N）
Ａ：上蓋に積雪が載荷する面積（上蓋端面積）（m2）

地震荷重による鉛直方向の地震荷重は常時作用する固定荷重（Ｄ）及び積雪荷重（Ｐｓ）を考慮し次式を用いて算出する。
ＫＶｓｄ＝ＣＶ・（Ｄ＋Ｐｓ・Ａ）
ここで，
ＫＶｓｄ：鉛直方向の地震荷重（N）
表 6.9.1-(2)-g-4 余震による地震荷重
上蓋端

上蓋端

上蓋面積

水平地震荷重＊１＊２

鉛直地震荷重＊３＊４

幅(m)

長さ(m)

Ａ(m2)

ＫＨｓｄ(N)

ＫＶｓｄ(N)

水密ハッチＡ

2.320

2.580

5.9856

18824.7

12908.4

水密ハッチＢ

2.620

2.130

5.580617705.7

12141.0

6.9.1-(2)-g-5

注記 ＊1：水密ハッチＡの水平地震荷重ＫＨｓｄは以上より
ＫＨｓｄ＝1.05×（16671.3＋210×5.9856）＝18824.7＊2：水密ハッチＢの水平地震荷重ＫＨｓｄは以上より
ＫＨｓｄ＝1.05×（15690.6＋210×5.5806）＝17705.7＊3：水密ハッチＡの鉛直地震荷重ＫＶｓｄは以上より
ＫＶｓｄ＝0.72×（16671.3＋210×5.9856）＝12908.4＊4：水密ハッチＢの鉛直地震荷重ＫＶｓｄは以上より
ＫＶｓｄ＝0.72×（15690.6＋210×5.5806）＝12141.0(a-6) 地震荷重(Ｓｓ) ＜地震時＞
基準地震動Ｓｓによる荷重を考慮する。
ここで，応力評価に用いる設計震度は上版（コンクリート）における最大加速度を重力加速度で除して算出し，各方向での最大値を用いる。
表 6.9.1-(2)-g-5 に応力評価に用いる設計震度を示す。
表 6.9.1-(2)-g-5 設計震度
地震動
基準地震動

設置場所及び床面高さ

水平方向設計震度鉛直方向設計震度

(m)

ＣＨｓｓ

ＣＶｓｓ

1.05

0.72

格納容器圧力逃がし装置格納槽
EL. 8.00

Ｓｓ（EL. 7.89＊）

注記 ＊：基準床レベルを示す。
基準地震動Ｓｓによる水平方向の地震荷重は常時作用する固定荷重（Ｄ）及び積雪荷重（Ｐｓ）を考慮し次式を用いて算出する。
基準地震動Ｓｓによる地震荷重は表 6.9.1-(2)-g-6 に示す。
ＫＨｓｓ＝ＣＨｓｓ・（Ｄ＋Ｐｓ・Ａ）
ここで，
ＫＨｓｓ：水平方向の地震荷重（N）
Ａ：上蓋に積雪が載荷する面積（上蓋端面積）（m2）

地震荷重による鉛直方向の地震荷重は常時作用する固定荷重（Ｄ）及び積雪荷重（Ｐｓ）を考慮し次式を用いて算出する。

6.9.1-(2)-g-6

ＫＶｓｓ＝ＣＶｓｓ・（Ｄ＋Ｐｓ・Ａ）
ここで，
ＫＶｓｓ：鉛直方向の地震荷重（N）

6.9.1-(2)-g-7

表 6.9.1-(2)-g-6 基準地震動Ｓｓによる地震荷重
上蓋端

上蓋端

上蓋面積

水平地震荷重＊１＊２

鉛直地震荷重＊３＊４

幅 (m)

長さ(m)

Ａ(m2)

ＫＨｓｓ(N)

ＫＶｓｓ(N)

水密ハッチＡ

2.320

2.580

5.9856

18824.7

12908.4

水密ハッチＢ

2.130

2.620

5.580617705.7

12141.0

注記 ＊1：水密ハッチＡの水平地震荷重ＫＨｓｓは以上より
ＫＨｓｓ＝1.05×（16671.3＋210×5.9856）＝18824.7＊2：水密ハッチＢの水平地震荷重ＫＨｓｓは以上より
ＫＨｓｓ＝1.05×（15690.6＋210×5.5806）＝17705.7＊3：水密ハッチＡの鉛直地震荷重ＫＶｓｓは以上より
ＫＶｓｓ＝0.72×（16671.3＋210×5.9856）＝12908.4＊4：水密ハッチＢの鉛直地震荷重ＫＶｓｓは以上より
ＫＶｓｓ＝0.72×（15690.6＋210×5.5806）＝12141.0(ロ) 各部の応力計算(a-1) 上蓋上蓋に作用する鉛直荷重（鉛直下向き方向）は，コンクリート躯体に支持されることから，上蓋には曲げ及びせん断力が作用する。
上蓋は固定ボルト間を支点とした等分布荷重を受ける周辺固定の長方形板モ
デルとして検討を行う。
なお，水平荷重（水平 2 方向）は固定ボルトに対するせん断力として評価を行う。

(a-1-1) 重畳時(a-1-1-1)

基準津波による曲げ応力＜重畳時＞

四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生する
曲げ応力は，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より次式を用いて算
出する。
Ｄ
β２ ・
σｂｔ＝

ＫＶｓｄ
Ａ

＋Pｈｔ

t

ここで，
6.9.1-(2)-g-8

Pｓ ・ｂσ ｂｔ ：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の曲げ応力（MPa）β２ ：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の応力係数「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会 第 4 編材料力学 第 37 表及び 第 160 図」より求める。
図 6.9.1-(2)-g-2 に機械工学便覧 P4-67,68 抜粋を示す。
ｔ ：上蓋の厚さ（公称値）（m）＝0.030ｂ ：モデル化に用いる上蓋の短辺長さ（m）
ａ ：モデル化に用いる上蓋の長辺長さ（m）
上蓋の応力計算条件を表 6.9.1-(2)-g-7 に示す。
表 6.9.1-(2)-g-7 上蓋の応力計算条件
応力係数＊１＊２ 上蓋の厚さ

上蓋の曲げ

上蓋の短辺長さ

上蓋の長辺長さ

ｂ(m)

ａ(m)

β２

ｔ(m)

水密ハッチＡ

2.320

2.580

0.33

0.030

15

水密ハッチＢ

2.130

2.620

0.45

0.030

17

注記 ＊1：水密ハッチＡの応力係数β２はａ／ｂから
ａ／ｂ＝2.580／2.320＝1.11207
第 160 図から
β２＝0.33＊2：水密ハッチＢの応力係数β２はａ／ｂから
ａ／ｂ＝2.620／2.130＝1.23004
第 160 図から
β２＝0.45＊3：水密ハッチＡの曲げ応力σｂｔは以上より0.33 （σｂｔ＝16671.3＋12908.4＋2020.17＋210） 2.320 2
5.98 56
・10-6
0.030 2

＝14.1542
小数点第一位以下切り上げより 15 MPa＊4：水密ハッチＢの曲げ応力σｂｔは以上より0.45 （σｂｔ＝15690.6＋12141.0＋2020.17＋210） 2.130 2
5.5806・10-6
2
0.03 0＝16.3723
小数点第一位以下切り上げより 17 MPa

6.9.1-(2)-g-9

応力＊３＊４σｂｔ(MPa)図 6.9.1-(2)-g-2 機械工学便覧 P4-67,68 抜粋(a-1-1-2)

敷地に遡上する津波による曲げ応力＜重畳時＞

四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生する
曲げ応力は，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より次式を用いて算
出する。
Ｄ
β２ ・

Ｋ

ｄ

Ａ

σｂ＝

＋Pｈ

P

・ｂ

t

ここで，
σ ｂ ：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の曲げ応力（MPa）β２：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の応力係数「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会 第 4 編材料力学 第 37 表及び 第 160 図」より求める。
図 6.9.1-(2)-g-2 に機械工学便覧 P4-67,68 抜粋を示す。
ｔ ：上蓋の厚さ（公称値）（m）＝0.030ｂ ：モデル化に用いる上蓋の短辺長さ（m）
ａ ：モデル化に用いる上蓋の長辺長さ（m）
上蓋の応力計算条件を表 6.9.1-(2)-g-8 に示す。
表 6.9.1-(2)-g-8 上蓋の応力計算条件
応力係数＊１＊２ 上蓋の厚さ

上蓋の曲げ

上蓋の短辺長さ

上蓋の長辺長さ

ｂ(m)

ａ(m)

β２

ｔ(m)

水密ハッチＡ

2.320

2.580

0.33

0.030

35

水密ハッチＢ

2.130

2.620

0.45

0.030

40

注記 ＊1：水密ハッチＡの応力係数β２はａ／ｂから
6.9.1-(2)-g-10

応力＊３＊４σｂ(MPa)ａ／ｂ＝2.580／2.320＝1.11207
第 160 図から
β２＝0.33＊2：水密ハッチＢの応力係数β２はａ／ｂから
ａ／ｂ＝2.620／2.130＝1.23004
第 160 図から
β２＝0.45＊3：水密ハッチＡの曲げ応力σｂは以上より0.33 （σｂ＝16671.3＋1 2908.4＋12121.02＋210） 2.320 2
5.985 6・10-6
0 .030 2＝34.0887
小数点第一位以下切り上げより 35 MPa＊4：水密ハッチＢの曲げ応力σｂは以上より0.45 （σｂ＝15690.6＋12141.0＋12121.02＋210） 2.130 2
5.580 6
・10-6
2
0.030

＝39.2855
小数点第一位以下切り上げより 40 MPa(a-1-1-3)基準津波によるせん断応力＜重畳時＞

四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生するせん断応力は，すべての荷重が支持縁に作用するとして次式を用いて算出する。

Ｄ ＫVsｄ＋（Ｐｈｔ Ｐ・Ａｓ)
tｔ＝・（ａ＋ｂ）・2
ここで，τｔ：せん断応力（MPa）
水密ハッチＡのせん断応力τｔは以上より16671.3＋12908.4＋（2020.17＋210）5.9856
・10-6
τｔ＝
0.030 （2.320＋2.580） 2＝0.146016
小数点第一位以下切り上げより 1 MPa
水密ハッチＢのせん断応力τｔは以上より

15690.6＋12141.0＋（2020.17＋210） 5.5806
・10-6
τ＝
ｔ
0.030 （2.130＋2.620） 2＝0.141324

6.9.1-(2)-g-11

小数点第一位以下切り上げより 1 MPa(a-1-1-4) 敷地に遡上する津波によるせん断応力＜重畳時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生するせん断応力は，すべての荷重が支持縁に作用するとして次式を用いて算出する。

Ｄ ＫVsｄ＋（Ph Ps ・Ａ)
t＝・（ａ＋ｂ）・2
ここで，
τ：せん断応力（MPa）
水密ハッチＡのせん断応力τは以上より16671.3＋12908.4＋（12121.02＋210）5.9856
・10-6
τ＝0.030 （2.320＋2.580） 2＝0.351661
小数点第一位以下切り上げより 1 MPa
水密ハッチＢのせん断応力τは以上より

15690.6＋12141.0＋（12121.02＋210） 5.5806
・10-6
τ＝0.030 （2.130＋2.620） 2＝0.339109
小数点第一位以下切り上げより 1 MPa(a-1-1-5)基準津波による応力の組合せ＜重畳時＞

前項にて算出した垂直応力やせん断応力について，「ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１−
2005／2007 SSB-3121.1」より次式を用いて算出する。
組合せ応力を表 6.9.1-(2)-g-9 に示す。

3 ｔ2
σ＝
σ２
ｔ
ｂｔ＋・τ
ここで，
σｔ

：組合せ応力 (MPa)σｂｔ ：垂直応力 (MPa)τｔ：σｂｔが作用する面内のせん断応力 (MPa)
表 6.9.1-(2)-g-9 組合せ応力

水密ハッチＡ

垂直応力σｂｔ

せん断応力τｔ

組合せ応力＊１＊２σｔ

(MPa)

（MPa）

（MPa）

15

1

16

6.9.1-(2)-g-12

水密ハッチＢ

17

1

18

注記 ＊1：水密ハッチＡの組合せ応力σｔは以上より

σ＝152＋3×12ｔ＝15.0997
小数点第一位以下切り上げより 16 MPa＊2：水密ハッチＢの組合せ応力σｔは以上より
2
σ
3×12
ｔ＝ 17

＝17.0880
小数点第一位以下切り上げより 18 MPa(a-1-1-6)

敷地に遡上する津波による応力の組合せ＜重畳時＞

前項にて算出した垂直応力やせん断応力について，「ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１−
2005／2007 SSB-3121.1」より次式を用いて算出する。
組合せ応力を表 6.9.1-(2)-g-10 に示す。
２2σ＝ σ＋・τ
b 3

ここで，
σ

：組合せ応力 (MPa)σｂ ：垂直応力 (MPa)τ：σｂが作用する面内のせん断応力 (MPa)
表 6.9.1-(2)-g-10 組合せ応力
垂直応力σｂ

せん断応力τ

組合せ応力＊１＊２σ

(MPa)

（MPa）

（MPa）

水密ハッチＡ35

136

水密ハッチＢ40

1

41

注記 ＊1：水密ハッチＡの組合せ応力σは以上より

σ＝ 352＋3×12＝35.0428
小数点第一位以下切り上げより 36 MPa＊2：水密ハッチＢの組合せ応力σは以上より

σ＝ 402 3×12
＝40.0375
小数点第一位以下切り上げより 41 MPa

6.9.1-(2)-g-13

(a-1-2) 地震時(a-1-2-1) 曲げ応力＜地震時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生する
曲げ応力は，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より次式を用いて算出する。
図 6.9.1-(2)-g-2 に機械工学便覧 P4-67,68 抜粋を示す。
β２ ・
σbｓｓ＝

Ｄ

Ｋ
Ａ
t

＋P

・ｂ

ここで，
σ ｂｓｓ：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の曲げ応力（MPa）ｔ：上蓋の厚さの公称値（m）＝0.030上蓋の応力計算条件を表 6.9.1-(2)-g-7 に示す。
水密ハッチＡの曲げ応力σｂｓｓは以上より0.33 （σｂＳＳ＝16671.3＋12908.4＋210）2.3202
5.9856・10-6
0.0302＝10.1673
小数点第一位以下切り上げより 11 MPa
水密ハッチＢの曲げ応力σｂｓｓは以上より

15690.6＋12141.0
0.45 （＋210）2.1302
5.5806・10-6σｂＳＳ＝0.0302＝11.7896
小数点第一位以下切り上げより 12 MPa(a-1-2-2) せん断応力＜地震時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生するせん断応力は，すべての荷重が支持縁に作用するとして次式を用いて算出する。

tＳＳ＝

Ｄ ＫVsｓ＋P・Ａs・（ａ＋ｂ）・2

ここで，τｓｓ：せん断応力（MPa）
水密ハッチＡのせん断応力τは以上より

6.9.1-(2)-g-14

16671.3＋12908.4＋210 5.9856
・10-6
τＳＳ＝
0.030 （2.320＋2.580） 2＝0.104887
小数点第一位以下切り上げより 1 MPa
水密ハッチＢのせん断応力τは以上より

15690.6＋12141.0＋210 5.5806
・10-6
τＳＳ＝
0.030 （2.130＋2.620） 2＝0.101767
小数点第一位以下切り上げより 1 MPa(a-1-2-3)

組合せ応力<地震時>

前項にて算出した垂直応力やせん断応力について，「ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１−
2005／2007

SSB-3121.1」より次式を用いて算出する。結果を表 6.9.1-(2)-g-11 に示す。
2
σＳＳ＝ σ２
3 SS
ｂSS＋・τ

表 6.9.1-(2)-g-11 組合せ応力
垂直応力σｂｓｓ

せん断応力τｓｓ

組合せ応力＊１＊２σｓｓ

(MPa)

（MPa）

（MPa）

水密ハッチＡ111

12

水密ハッチＢ12

1

13

注記 ＊1：水密ハッチＡの組合せ応力σｓｓは以上より

σＳＳ＝ 112＋3×12＝11.1355
小数点第一位以下切り上げより 12 MPa＊2：水密ハッチＢの組合せ応力σは以上より

σＳＳ＝ 122＋3×12＝12.1244
小数点第一位以下切り上げより 13 MPa

6.9.1-(2)-g-15

(a-2) 固定ボルト
固定ボルトに作用する水平荷重（水平震度）は，上蓋を介して固定ボルトにせん断力が作用する。
なお，鉛直下向き方向の荷重は固定ボルトに作用しないこと及び余震による鉛直震度が 1Ｇを超えないため上蓋の浮き上がりによる固定ボルトの引張が起こらない。

(a-2-1)重畳時(a-2-1-1) せん断応力＜重畳時＞
余震による水平荷重が作用した際の固定ボルトのせん断応力は，以下の式より算出する。
τｋｓｄ＝

ＫＨ ｄ

n・Ab

ここで，
τｋｓｄ：固定ボルトに作用するせん断応力（MPa）
ｎ：固定ボルトの本数（本）Ａｂ：固定ボルトの呼び径の断面積（mm2）呼び径 M20 mm より
Ａｂ＝π・202／4＝3.14159×202／4＝314.159
表 6.9.1-(2)-g-12 固定ボルトのせん断応力

固定ボルト本数

固定ボルトの断面積

せん断応力＊１＊２ｎ(本)Ａｂ(mm2)

τｋｓｄ（MPa）

水密ハッチＡ20

314.1593

水密ハッチＢ22

314.1593

注記 ＊1：水密ハッチＡの固定ボルトせん断応力は以上より

τｋｓｄ＝18824.7
20×314.159＝2.99605
小数点第一位以下切り上げより 3 MPa＊2：水密ハッチＢの固定ボルトせん断応力は以上より

τｋｓｄ＝17705.7
22×314.159＝2.56177
小数点第一位以下切り上げより 3 MPa
6.9.1-(2)-g-16

(a-2-2)

地震時(a-2-2-1) せん断応力＜地震時＞
地震（Ｓｓ）による水平荷重が作用した際の固定ボルトのせん断応力は，以下の式より算出する。

Ｋ
τｋＳＳ＝ ＨＳＳｎ・Ａｂ
ここで，
τｋｓｓ：水平方向の地震荷重（Ｓｓ）による固定ボルトに作用するせん断応力（MPa）
水密ハッチＡの固定ボルトせん断応力は以上より

τｋＳＳ＝18824.7
20×314.159＝2.99605
小数点第一位以下切り上げより 3 MPa
水密ハッチＢの固定ボルトせん断応力は以上より

τｋＳＳ＝17705.7
22×314.159＝2.56177
小数点第一位以下切り上げより 3 MPa(ハ) 許容応力
許容応力は，Ｓｓ地震時，浸水津波＋Ｓｄ地震時は，供用状態Ｃ（許容応力状態ⅢＡＳ）として設定する。

6.9.1-(2)-g-17

(a-1) 上蓋の許容応力
許容応力算定用基準値

F ＝min〔Ｓｙ，0.7・Ｓｕ〕＝min〔205，0.7×520〕＝min〔205，364〕＝205 MPa(a-1-1) 許容曲げ応力

1.5・ｆｂ＝（F/1.5）・1.5＝（205/1.5）×1.5＝136×1.5＝204 MPa(a-1-2) 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 MPa(a-1-3) 許容引張応力・1.5
1.5・ｆｔ＝（F/1.5）＝（205/1.5）×1.5＝136×1.5＝204 MPa6.9.1-(2)-g-18

(a-2) 固定ボルトの許容応力
許容応力算定用基準値

F ＝min〔Ｓｙ，0.7・Ｓｕ〕＝min〔205，0.7×520〕＝min〔205，364〕＝205 MPa(a-2-1) 許容引張応力1.5・ｆｔ＝（F/2）・1.5＝（205/2）×1.5＝153 MPa(a-2-2) 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 MPa(a-2-3) 組合せを考慮した許容引張応力

ƒｔｓ＝1.4・ƒｔ０−1.6τｋｓｓ＝1.4×153−1.6×3＝209.4 MPa＞1.5・ｆｔ＝153 MPa より
許容引張応力は 1.5・ｆｔを使用する。

6.9.1-(2)-g-19

(c) 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-(2)-g-13 に示す。
表 6.9.1-(2)-g-13 耐震評価結果

評価対象部位

上蓋

発生応力

評価応力

発生応力(MPa)

許容応力(MPa)

曲げ

11

204

○

せん断

1

117

○

組合せ＊

12

204

○

せん断

3

117

○

曲げ

12

204

○

せん断

1

117

○

組合せ＊

13

204

○

せん断

3

117

○

≦許容応力

水密ハッチＡ

固定ボルト

上蓋
水密ハッチＢ
固定ボルト

注記 ＊：曲げとせん断の組合せである。
ロ.

基準津波と余震による重畳時
基準津波と余震による重畳時の評価結果を表 6.9.1-(2)-g-14 に示す。
表 6.9.1-(2)-g-14 重畳時における評価部位の応力評価結果

評価対象部位

上蓋

発生応力

評価応力

発生応力(MPa)

許容応力(MPa)

曲げ

15

204

○

せん断

1

117

○

組合せ＊

16

204

○

せん断

3

117

○

曲げ

17

204

○

せん断

1

117

○

組合せ＊

18

204

○

せん断

3

117

○

≦許容応力

水密ハッチＡ

固定ボルト

上蓋
水密ハッチＢ
固定ボルト

注記 ＊：曲げとせん断の組合せである。

6.9.1-(2)-g-20

ハ. 敷地の遡上する津波と余震による重畳時
敷地の遡上する津波と余震による重畳時の評価結果を表 6.9.1-(2)-g-15 に示す。
表 6.9.1-(2)-g-15 重畳時における評価部位の応力評価結果
評価対象部位

上蓋

発生応力

評価応力

発生応力(MPa)

許容応力(MPa)

曲げ

35

204

○

せん断

1

117

○

組合せ＊

36

204

○

せん断

3

117

○

曲げ

40

204

○

せん断

1

117

○

組合せ＊

41

204

○

せん断

3

117

○

≦許容応力

水密ハッチＡ

固定ボルト

上蓋
水密ハッチＢ

固定ボルト

注記 ＊：曲げとせん断の組合せである。
以上より発生応力が許容応力以下であることから，構造部材が構造健全性を有することを確認した。

6.9.1-(2)-g-21

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(a) 固有周期
イ. 固有周期（固有振動数）の計算
上蓋は，全周囲を固定ボルトにより支持されていることから，周辺固定の長方形板モデルとする。固有周期Ｔ及び周辺固定の長方形板モデルの一次固有振動数ｆは，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より，次式を用いて算出する。

T =

f＝

1
ｆ

λ・π・

2・b

ｔ
2・

E ・ｇ
3・ 1

ν

・ρ

ここで，
Ｔ ：固有周期（s）
ａ ：モデル化に用いる蓋材の幅（長辺）（m）
ｂ ：モデル化に用いる蓋材の長さ（短辺）（m）
ｆ ：一次固有振動数（Hz）
λ：振動数係数（ａ/ｂ及び振動系によって決まる係数）「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」の周辺固定の長方形板モデルより，ａ/ｂ＝1 のときλ＝3.65，ａ/ｂ＝1.5 のときλ＝2.74，ａ/ｂ＝2 のとき
λ＝2.49
図 6.9.1-(2)-h-1 に機械工学便覧 P3-52 抜粋を示す。

π ：円周率＝3.14159

ｔ ：上蓋の厚さ（m）（公称厚）＝0.030E＝1.94×105：縦弾性係数（MPa）

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，直線補間を用いて計算する。

（ｔ −ｔ ）・（Ｅ５０−Ｅ２０）＋ ４０ ２０
Ｅ＝Ｅ２０−（ｔ５０−ｔ２０）×（ 40−20）（193000−195000)＝195000−＋（50−20）＝1.93666×105 ≒1.94×105

(MPa)

ここで，
ｔ２０，ｔ４０，ｔ５０：温度（各 20 ℃，40 ℃，50 ℃）
Ｅ２０，Ｅ５０：各温度時のオーステナイト系ステンレス鋼の縦弾性係数（Ｅ２０：20 ℃の時 195000 MPa，Ｅ５０：50 ℃の時
193000 MPa）

ｇ ：重力加速度（m/s2）
6.9.1-(2)-h-1＝9.80665

ν：ポアソン比＝0.33

ρ ：材料の密度（kg/m ）オーステナイト系ステンレス鋼＝7930

上蓋の固有振動数の計算条件及び固有周期を表 6.9.1-(2)-h-1 に示す。

図 6.9.1-(2)-h-1 機械工学便覧 P3-52 抜粋
表 6.9.1-(2)-h-1 上蓋の固有振動数の計算条件及び固有周期
上蓋の幅

上蓋の長さ

振動数係数

一次固有振動数

固有周期

ａ(m)

ｂ(m)

λ＊１

ｆ＊２（Hz）

Ｔ＊３（s）

3.320

3.080

2.74

20.3

0.049

注記 ＊1：水密ハッチの振動数係数λは，ａ/ｂ≒1.1 の場合の定数λが無いため，より小さな値として算出されるａ/ｂ＝1.5 の場合の定数λ＝2.74 を用いた。
＊2：水密ハッチの一次固有振動数ｆは以上より，
2.74×3.14159×ｆ＝

2×3.080

2

0.030
2

1.94×1011×9.80665
3×（1−0.32 ）×7930×9.80665＝20.3724≒20.3＊3：水密ハッチの固有周期Ｔは以下より算出する。
Ｔ＝1／ｆ＝1／20.3＝0.0492611≒0.049（s）
ロ. 固有値解析結果
固有周期は 0.049 s であり，0.05 s 以下であることから，剛構造である。

(b)

評価条件の整理(イ) 荷重条件(a-1) 常時作用する固定荷重（Ｄ）＜重畳時及び地震時＞
固 定荷重 は 以下のとおりとする。水密ハッチの質量及び固定荷 重を表6.9.1-(2)-h-2 に示す。
Ｄ＝ｍ・ｇ
ここで，

6.9.1-(2)-h-2

Ｄ：固定荷重（N）
ｍ：上蓋の質量（kg）
表 6.9.1-(2)-h-2 水密ハッチの質量及び固定荷重
上蓋の質量ｍ(kg)

固定荷重Ｄ＊（N）

2800

27458.6

注記 ＊：水密ハッチの固定荷重Ｄは以上より
Ｄ＝2800×9.80665＝27458.6(a-2) 積雪荷重(Ｐｓ) ＜重畳時及び地震時＞
積雪荷重Ｐｓについては，30 cm の積雪量を想定し，平均的な積雪荷重を与えるための係数 0.35 を考慮する。
積雪荷重による質量は次式を用いて算出する。
Ｐｓ＝ｋ・ω・Ｈ
ここで，
Ｐｓ：積雪荷重（Pa）
ｋ ：定数（積雪荷重算出）＝0.35

ω ：積雪の単位荷重（Pa/cm）＝20

Ｈ ：垂直積雪高さ（cm）

＝30

以上より，
Ｐｓ＝0.35×20×30＝210(a-3) 基準津波による津波荷重(Ｐｈｔ) ＜重畳時＞
基準津波による津波荷重として，経路からの津波又は溢水に伴う水位を用いた静水圧を考慮し，次式を用いて算出する。
Ｐｈ＝ρ ・ｇ・ｈt

ここで，
Ｐｈｔ：基準津波による津波荷重による静水圧荷重（Pa）
ρ０ ：海水の密度（kg/m3）
港湾の施設の技術上の基準・同解説（日本港湾協会＝1030
平成 19 年）

より
ｈｔ ：水位差（m）
以上より，
Ｐｈt＝1030×9.80665×0.200＝2020.17
6.9.1-(2)-h-3＝0.200(a-4) 敷地に遡上する津波による津波荷重(Ｐｈ) ＜重畳時＞
敷地に遡上する津波による津波荷重として，経路からの津波又は溢水に伴う水位を用いた静水圧を考慮し，次式を用いて算出する。
Ｐ ＝ρ ・ｇ・ｈｈ

ここで，
Ｐｈ：敷地に遡上する津波による津波荷重による静水圧荷重（Pa）
ρ０：海水の密度（kg/m3）＝1030

港湾の施設の技術上の基準・同解説（日本港湾協会 平成 19 年）より
ｈ ：水位差（m）＝1.200以上より，
Ｐｈ＝1030×9.80665×1.200＝12121.02(a-5) 余震荷重(Ｓｄ) ＜重畳時＞
余震荷重は，添付書類「Ⅴ-1-1-2-2-5 津波防護に関する施設の設計方針」に示す津波荷重との重畳を考慮する弾性設計用地震動Ｓｄを入力して得られた
地震応答解析に伴う上版（コンクリート）における最大応答加速度の最大値を設計震度として，水密ハッチに作用する余震による慣性力を考慮する。
なお，設計震度は最大応答加速度を重力加速度で除して算出する。
水密ハッチの応力評価に用いるＳｄ地震荷重の設計震度を表 6.9.1-(2)-h-3に示す。
表 6.9.1-(2)-h-3 応力評価に用いる設計震度
弾性設計用地震動

設置場所及び床面高さ

水平震度

鉛直震度

(m)

ＣＨ

ＣＶ

0.45

0.28

常設低圧代替注水系格納槽

Ｓｄ−Ｄ１Ｌ

EL. 8.00＊

注記 ＊：基準床レベルを示す。
地震荷重による水平方向の地震荷重は常時作用する固定荷重（Ｄ）及び積雪荷重（Ｐｓ）を考慮し次式を用いて算出する。
余震による地震荷重は表 6.9.1-(2)-h-4 に示す。
ＫＨｓｄ＝ＣＨ・（Ｄ＋Ｐｓ・Ａ）
ここで，
ＫＨｓｄ：水平方向の地震荷重（N）
6.9.1-(2)-h-4

Ａ：上蓋に積雪が載荷する面積（上蓋端面積）（m2）

地震荷重による鉛直方向の地震荷重は常時作用する固定荷重（Ｄ）及び積雪荷重（Ｐｓ）を考慮し次式を用いて算出する。
ＫＶｓｄ＝ＣＶ・（Ｄ＋Ｐｓ・Ａ）
ここで，
ＫＶｓｄ：鉛直方向の地震荷重（N）
表 6.9.1-(2)-h-4 余震による地震荷重
上蓋の幅

上蓋の長さ

上蓋面積

水平地震荷重＊１

鉛直地震荷重＊２

(m)

(m)

Ａ(m2)

ＫＨｓｄ(N)

ＫＶｓｄ(N)

3.080

3.320

10.2256

13322.7

8289.68

注記 ＊1：水密ハッチの水平地震荷重ＫＨｓｄは以上より
ＫＨｓｄ＝0.45×（27458.6＋210×10.2256）＝13322.7＊2：水密ハッチの鉛直地震荷重ＫＶｓｄは以上より
ＫＶｓｄ＝0.28×（27458.6＋210×10.2256）＝8289.68(a-6) 地震荷重(Ｓｓ) ＜地震時＞
水平基準地震動Ｓｓによる荷重を考慮する。
ここで，応力評価に用いる設計震度は上版（コンクリート）における最大加速度を重力加速度で除して算出し，各方向での最大値を用いる。
表 6.9.1-(2)-h-5 に応力評価に用いる設計震度を示す。
表 6.9.1-(2)-h-5 設計震度
地震動

設置場所及び床面高さ

水平方向設計震度鉛直方向設計震度

(m)

ＣＨｓｓ

ＣＶｓｓ

1.36

0.68

基準地震動

常設低圧代替注水系格納槽

Ｓｓ

EL. 8.00＊

注記 ＊：基準床レベルを示す。
基準地震動Ｓｓによる水平方向の地震荷重は常時作用する固定荷重（Ｄ）及び積雪荷重（Ｐｓ）を考慮し次式を用いて算出する。
基準地震動Ｓｓによる地震荷重は表 6.9.1-(2)-h-6 に示す。
ＫＨｓｓ＝ＣＨｓｓ・（Ｄ＋Ｐｓ・Ａ）
ここで，6.9.1-(2)-h-5

ＫＨｓｓ：水平方向の地震荷重（N）：上蓋に積雪が載荷する面積（上蓋端面積）（m2）

Ａ

地震荷重による鉛直方向の地震荷重は常時作用する固定荷重（Ｄ）及び積雪荷重（Ｐｓ）を考慮し次式を用いて算出する。
ＫＶｓｓ＝ＣＶｓｓ・（Ｄ＋Ｐｓ・Ａ）
ここで，
ＫＶｓｓ：鉛直方向の地震荷重（N）
表 6.9.1-(2)-h-6 基準地震動Ｓｓによる地震荷重
上蓋の

上蓋の

上蓋面積

水平地震荷重＊１

鉛直地震荷重＊２

幅 (m)

長さ(m)

Ａ(m2)

ＫＨｓｓ(N)

ＫＶｓｓ(N)

3.080

3.320

10.225640264.1

20132.1

注記 ＊1：水密ハッチの水平地震荷重ＫＨｓｓは以上より
ＫＨｓｓ＝1.36×（27458.6＋210×10.2256）＝40264.1＊2：水密ハッチの鉛直地震荷重ＫＶｓｓは以上より
ＫＶｓｓ＝0.68×（27458.6＋210×10.2256）＝20132.1(ロ) 各部の応力計算(a-1) 上蓋上蓋に作用する鉛直荷重（鉛直下向き方向）は，コンクリート躯体に支持されることから，上蓋には曲げ及びせん断力が作用する。
上蓋は固定ボルト間を支点とした等分布荷重を受ける周辺固定の長方形板モ
デルとして検討を行う。
なお，水平荷重（水平 2 方向）は固定ボルトに対するせん断力として評価を行う。

(a-1-1) 重畳時(a-1-1-1) 基準津波による曲げ応力＜重畳時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生する
曲げ応力は，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より次式を用いて算出する。

6.9.1-(2)-h-6

Ｄ

Ｋ

β２ ・

ｄ

Ａ

σｂｔ＝

＋Pｈｔ

P

・ｂ

t

ここで，
σ ｂｔ ：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の曲げ応力（MPa）β２ ：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の応力係数「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会 第 4 編材料力学 第 37 表及び 第 160 図」より求める。
図 6.9.1-(2)-h-2 に機械工学便覧 P4-67,68 抜粋を示す。
ｔ ：上蓋の厚さ（公称値）（m）＝0.030ｂ ：モデル化に用いる上蓋の短辺長さ（m）
ａ ：モデル化に用いる上蓋の長辺長さ（m）
上蓋の応力計算条件を表 6.9.1-(2)-h-7 に示す。
表 6.9.1-(2)-h-7 上蓋の応力計算条件
上蓋の短辺長さ

上蓋の長辺長さ

応力係数＊１

上蓋の厚さ

ｂ(m)

ａ(m)

β２

ｔ(m)

3.080

3.320

0.32

0.030

注記 ＊1：水密ハッチの応力係数β２はａ／ｂから
ａ／ｂ＝3.320／3.080＝1.07792
第 160 図から
β２＝0.32＊2：水密ハッチの曲げ応力σｂｔは以上より0.32 （σｂｔ＝27458.6＋8289.68＋2020.17＋210）3.0802
10.2256
・10-6
2
0.030

＝19.3139
小数点第一位以下切り上げより 20 MPa

6.9.1-(2)-h-7

上蓋の曲げ
応力＊２
σｂｔ(MPa)20図 6.9.1-(2)-h-2 機械工学便覧 P4-67,68 抜粋(a-1-1-2) 敷地に遡上する津波による曲げ応力＜重畳時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生する
曲げ応力は，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より次式を用いて算
出する。
Ｄ
β２ ・

Ｋ

ｄ

Ａ

σｂ＝

＋Pｈ

P

・ｂ

t

ここで，
σ ｂ ：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の曲げ応力（MPa）β２：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の応力係数「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会 第 4 編材料力学 第 37 表及び 第 160 図」より求める。
図 6.9.1-(2)-h-2 に機械工学便覧 P4-67,68 抜粋を示す。
ｔ ：上蓋の厚さ（公称値）（m）＝0.030ｂ ：モデル化に用いる上蓋の短辺長さ（m）
ａ ：モデル化に用いる上蓋の長辺長さ（m）
上蓋の応力計算条件を表 6.9.1-(2)-h-8 に示す。
表 6.9.1-(2)-h-8 上蓋の応力計算条件

上蓋の短辺長さ

上蓋の長辺長さ

応力係数＊１

上蓋の厚さ

ｂ(m)

ａ(m)

β２

ｔ(m)

3.080

3.320

0.32

0.030

注記 ＊1：水密ハッチの応力係数β２はａ／ｂから
ａ／ｂ＝3.320／3.080
6.9.1-(2)-h-8

上蓋の曲げ
応力＊２
σｂ(MPa)54

＝1.07792
第 160 図から
β２＝0.32＊2：水密ハッチの曲げ応力σｂは以上より0.32 （σ＝ｂ27458.6＋8289.68＋12121.02＋210）3.0802
10.2256
・10-6
2
0.030

＝53.3835
小数点第一位以下切り上げより 54 MPa(a-1-1-3) 基準津波によるせん断応力＜重畳時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生するせん断応力は，すべての荷重が支持縁に作用するとして次式を用いて算出する。
tｔ＝)
Ｄ ＫVsｄ＋（ Pｈｔ Pｓ・Ａ
・（ａ＋ｂ）・2

ここで，τｔ：せん断応力（MPa）
水密ハッチのせん断応力τｔは以上より
τ＝ｔ27458.6＋8289.68＋（2020.17＋210）10.2256 ・10-6
0.030 （3.080＋3.320） 2＝0.152482
小数点第一位以下切り上げより 1 MPa(a-1-1-4)

敷地に遡上する津波によるせん断応力＜重畳時＞

四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生するせん断応力は，すべての荷重が支持縁に作用するとして次式を用いて算出する。
t＝

Ｄ ＫVsｄ＋（ Ph Ps ・Ａ)・（ａ＋ｂ）・2

ここで，
τ：せん断応力（MPa）
水密ハッチのせん断応力τは以上より27458.6＋8289.68＋（12121.02＋210）10.2256 ・10-6
τ＝0.030 （3.080＋3.320） 2＝0.421459
小数点第一位以下切り上げより 1 MPa

6.9.1-(2)-h-9(a-1-1-5) 基準津波による応力の組合せ＜重畳時＞
前項にて算出した垂直応力やせん断応力について，「ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１−
2005／2007 SSB-3121.1」より次式を用いて算出する。
組合せ応力を表 6.9.1-(2)-h-9 に示す。
２
σ２bｔ＋・τ
3 ｔ
σ＝
ｔ

ここで，
σｔ ：組合せ応力 (MPa)σｂｔ：垂直応力 (MPa)τｔ ：σｂｔが作用する面内のせん断応力 (MPa)
表 6.9.1-(2)-h-9 組合せ応力
垂直応力σｂｔ(MPa)

せん断応力τｔ（MPa）

組合せ応力＊σｔ（MPa）

20

1

21

注記 ＊：水密ハッチの組合せ応力σｔは以上より

σ＝20 2＋3×12ｔ＝20.0749
小数点第一位以下切り上げより 21 MPa(a-1-1-6)

敷地に遡上する津波による応力の組合せ＜重畳時＞

前項にて算出した垂直応力やせん断応力について，「ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１−
2005／2007 SSB-3121.1」より次式を用いて算出する。
組合せ応力を表 6.9.1-(2)-h-10 に示す。
２2σ＝ σ＋・τ
b 3

ここで，
σ

：組合せ応力 (MPa)σｂ ：垂直応力 (MPa)τ：σｂが作用する面内のせん断応力 (MPa)
表 6.9.1-(2)-h-10 組合せ応力

垂直応力σｂ(MPa)

せん断応力τ（MPa）

組合せ応力＊σ（MPa）

54

1

55

注記 ＊：水密ハッチの組合せ応力σは以上より

σ＝ 54 2＋3×12＝54.0278
小数点第一位以下切り上げより 55 MPa
6.9.1-(2)-h-10

(a-1-2) 地震時(a-1-2-1) 曲げ応力＜地震時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生する
曲げ応力は，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より次式を用いて算出する。
図 6.9.1-(2)-h-2 に機械工学便覧 P4-67,68 抜粋を示す。
β２ ・
σｂｓｓ＝

Ｄ

Ｋ
Ａ
t

＋P

・ｂ

ここで，
σ ｂｓｓ：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の曲げ応力（MPa）ｔ：上蓋の厚さの公称値（m）＝0.030上蓋の応力計算条件を表 6.9.1-(2)-h-7 に示す。
水密ハッチの曲げ応力σｂｓｓは以上より0.32 （σｂＳＳ＝27458.6＋20132.1＋210）3.0802
10.2256
・10-6
0.030 2＝16.4062
小数点第一位以下切り上げより 17 MPa(a-1-2-2) せん断応力＜地震時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生するせん断応力は，すべての荷重が支持縁に作用するとして次式を用いて算出する。
tＳＳ＝

Ｄ ＫVsｓ＋ P・Ａs・（ａ＋ｂ）・2

ここで，τｓｓ：せん断応力（MPa）
水密ハッチのせん断応力τは以上より27458.6＋20132.1＋210 10.2256
・10-6
τＳＳ＝
0.030 （3.080＋3.320） 2＝0.129526
小数点第一位以下切り上げより 1 MPa(a-1-2-3)

組合せ応力<地震時>

前項にて算出した垂直応力やせん断応力について，「ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１−
6.9.1-(2)-h-11

2005／2007

SSB-3121.1」より次式を用いて算出する。結果を表 6.9.1-(2)-h-11 に示す。
2
σＳＳ＝ σ２
3 SS
ｂSS＋・τ

表 6.9.1-(2)-h-11 組合せ応力
垂直応力σｂｓｓ(MPa)

せん断応力τｓｓ（MPa）

組合せ応力＊σｓｓ（MPa）

17

1

18

注記 ＊：水密ハッチの組合せ応力σｓｓは以上より

σＳＳ＝ 172＋3×12＝17.0880
小数点第一位以下切り上げより 18 MPa

6.9.1-(2)-h-12

(a-2) 固定ボルト
固定ボルトに作用する水平荷重（水平震度）は，上蓋を介して固定ボルトにせん断力が作用する。
なお，鉛直下向き方向の荷重は固定ボルトに作用しないこと及び余震による鉛直震度が 1Ｇを超えないため上蓋の浮き上がりによる固定ボルトの引張が起こらない。

(a-2-1)重畳時(a-2-1-1) せん断応力＜重畳時＞
余震による水平荷重が作用した際の固定ボルトのせん断応力は，以下の式より算出する。
τｋ ｄ＝

ＫＨ ｄ

n・Ab

ここで，
τｋｓｄ：固定ボルトに作用するせん断応力（MPa）
ｎ：固定ボルトの本数（本）Ａｂ：固定ボルトの呼び径の断面積（mm2）呼び径 M20 mm より
Ａｂ＝π・202／4＝3.14159×202／4＝314.159
表 6.9.1-(2)-h-12 固定ボルトのせん断応力

固定ボルト本数

固定ボルトの断面積

せん断応力＊ｎ(本)Ａｂ(mm2)τｋ(MPa)26

314.1592

注記 ＊：水密ハッチの固定ボルトせん断応力は以上より

τｋｓｄ＝13322.7
26×314.159＝1.63106
小数点第一位以下切り上げより 2 MPa(a-2-2)地震時(a-2-2-1) せん断応力＜地震時＞
地震（Ｓｓ）による水平荷重が作用した際の固定ボルトのせん断応力は，以下の式より算出する。

6.9.1-(2)-h-13

Ｋ
τｋＳＳ＝ ＨＳＳ
ｎ・Ａｂ

ここで，
τｋｓｓ：水平方向の地震荷重（Ｓｓ）による固定ボルトに作用するせん断応力（MPa）
水密ハッチの固定ボルトせん断応力は以上より

τｋＳＳ＝40264.1
26×314.159＝4.92941
小数点第一位以下切り上げより 5 MPa(ハ) 許容応力
許容応力は，Ｓｓ地震時，浸水津波＋Ｓｄ地震時は，供用状態Ｃ（許容応力状態ⅢＡＳ）として設定する。

6.9.1-(2)-h-14

(a-1) 上蓋の許容応力
許容応力算定用基準値

F ＝min〔Ｓｙ，0.7・Ｓｕ〕＝min〔205，0.7×520〕＝min〔205，364〕＝205 MPa(a-1-1) 許容曲げ応力

1.5・ｆｂ＝（F/1.5）・1.5＝（205/1.5）×1.5＝136×1.5＝204 MPa(a-1-2) 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 MPa(a-1-3) 許容引張応力・1.5
1.5・ｆｔ＝（F/1.5）＝（205/1.5）×1.5＝136×1.5＝204 MPa6.9.1-(2)-h-15

(a-2) 固定ボルトの許容応力
許容応力算定用基準値

F ＝min〔Ｓｙ，0.7・Ｓｕ〕＝min〔205，0.7×520〕＝min〔205，364〕＝205 MPa(a-2-1) 許容引張応力1.5・ｆｔ＝（F/2）・1.5＝（205/2）×1.5＝153 MPa(a-2-2) 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 MPa(a-2-3) 組合せを考慮した許容引張応力

ƒｔｓ＝1.4・ƒｔ０−1.6τｋｓｓ＝1.4×153−1.6×5＝206.2 MPa＞1.5・ｆｔ＝153 MPa より
許容引張応力は 1.5・ｆｔを使用する。

6.9.1-(2)-h-16

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-(2)-h-13 に示す。
表 6.9.1-(2)-h-13 耐震評価結果

評価対象部位

上蓋

発生応力

評価応力

発生応力(MPa)

許容応力(MPa)

曲げ

17

204

○

せん断

1

117

○

組合せ＊

18

204

○

せん断

5

117

○

≦許容応力

水密ハッチ

固定ボルト

注記 ＊：曲げとせん断の組合せである。
ロ.

基準津波と余震による重畳時
基準津波と余震による重畳時の評価結果を表 6.9.1-(2)-h-14 に示す。
表 6.9.1-(2)-h-14 重畳時における評価部位の応力評価結果

評価部位

上蓋
水密ハッチ

固定ボルト

発生応力

評価応力

発生応力(MPa)

許容応力(MPa)

曲げ

20

204

○

せん断

1

117

○

組合せ＊

21

204

○

せん断

2

117

○

≦許容応力

注記 ＊：曲げとせん断の組合せである。
ハ. 敷地の遡上する津波と余震による重畳時
敷地の遡上する津波と余震による重畳時の評価結果を表 6.9.1-(2)-h-15 に示す。
表 6.9.1-(2)-h-15 重畳時における評価部位の応力評価結果
評価部位

上蓋
水密ハッチ

固定ボルト

発生応力

評価応力

発生応力(MPa)

許容応力(MPa)

曲げ

54

204

○

せん断

1

117

○

組合せ＊

55

204

○

せん断

2

117

○

≦許容応力

注記 ＊：曲げとせん断の組合せである。
以上より発生応力が許容応力以下であることから，構造部材が構造健全性を有することを確認した。
6.9.1-(2)-h-17

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(a) 固有周期
イ. 固有周期（固有振動数）の計算
上蓋は，全周囲を固定ボルトにより支持されていることから，周辺固定の長方形板モデルとする。固有周期Ｔ及び周辺固定の長方形板モデルの一次固有振動数ｆは，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より，次式を用いて算出する。

T =

f＝

1
ｆ

λ・π・

2・b

ｔ
2・

E ・ｇ
3・ 1

ν

・ρ

ここで，
Ｔ ：固有周期（s）
ａ ：モデル化に用いる蓋材の幅（長辺）（m）
ｂ ：モデル化に用いる蓋材の長さ（短辺）（m）
ｆ ：一次固有振動数（Hz）
λ：振動数係数（ａ/ｂ及び振動系によって決まる係数）「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」の周辺固定の長方形板モデルより，ａ/ｂ＝1 のときλ＝3.65，ａ/ｂ＝1.5 のときλ＝2.74，ａ/ｂ＝2 のとき
λ＝2.49
図 6.9.1-(2)-i-1 に機械工学便覧 P3-52 抜粋を示す。

π ：円周率＝3.14159

ｔ ：上蓋の厚さ（m）（公称厚）＝0.030E＝1.94×105：縦弾性係数（MPa）

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，直線補間を用いて計算する。
（ｔ −ｔ ）・（Ｅ５０−Ｅ２０）
Ｅ＝Ｅ２０−＋ ４０ ２０（ｔ５０−ｔ２０）（40−20）×（193000−195000)＝195000−＋（50−20）＝1.93666×105 ≒1.94×105

(MPa)

ここで，
ｔ２０，ｔ４０，ｔ５０：温度（各 20 ℃，40 ℃，50 ℃）
Ｅ２０，Ｅ５０：各温度時のオーステナイト系ステンレス鋼の縦弾性係数（Ｅ２０：20 ℃の時 195000 MPa，Ｅ５０：50 ℃の時
193000 MPa）

ｇ ：重力加速度（m/s2）
6.9.1-(2)-i-1＝9.80665

ν：ポアソン比＝0.33

ρ ：材料の密度（kg/m ）オーステナイト系ステンレス鋼＝7930

上蓋の固有振動数の計算条件及び固有周期を表 6.9.1-(2)-i-1 に示す。

図 6.9.1-(2)-i-1 機械工学便覧 P3-52 抜粋
表 6.9.1-(2)-i-1 上蓋の固有振動数の計算条件及び固有周期
上蓋の幅

上蓋の長さ

振動数係数

一次固有振動数

固有周期

ａ(m)

ｂ(m)

λ＊１

ｆ＊２（Hz）

Ｔ＊３（s）

2.580

2.320

2.74

35.9

0.028

注記 ＊1：水密ハッチの振動数係数λは，ａ/ｂ≒1.1 の場合の定数λが無いため，より小さな値として算出されるａ/ｂ＝1.5 の場合の定数λ＝2.74 を用いた。
＊2：水密ハッチの一次固有振動数ｆは以上より，
2.74×3.14159×ｆ＝2×2.320

2

0.030
2

1.94×1011×9.80665
3×（1−0.32 ）×7930×9.80665＝35.9061≒35.9＊3：水密ハッチの固有周期Ｔは以下より算出する。
Ｔ＝1／ｆ＝1／35.9＝0.0278552≒0.028（s）
ロ. 固有値解析結果
固有周期は 0.028 s であり，0.05 s 以下であることから，剛構造である。

(b)

評価条件の整理(イ) 荷重条件(a-1) 常時作用する固定荷重（Ｄ）＜重畳時及び地震時＞
固 定荷重 は 以下のとおりとする。水密ハッチの質量及び固定荷 重を表6.9.1-(2)-i-2 に示す。
Ｄ＝ｍ・ｇ
ここで，

6.9.1-(2)-i-2

Ｄ：固定荷重（N）
ｍ：上蓋の質量（kg）
表 6.9.1-(2)-i-2 水密ハッチの質量及び固定荷重
上蓋の質量ｍ (kg)

固定荷重Ｄ＊（N）

1600

15690.6

注記 ＊：水密ハッチの固定荷重Ｄは以上より
Ｄ＝1600×9.80665＝15690.64(a-2) 積雪荷重(Ｐｓ) ＜重畳時及び地震時＞
積雪荷重Ｐｓについては，30 cm の積雪量を想定し，平均的な積雪荷重を与えるための係数 0.35 を考慮する。
積雪荷重による質量は次式を用いて算出する。
Ｐｓ＝ｋ・ω・Ｈ
ここで，
Ｐｓ：積雪荷重（Pa）
ｋ ：定数（積雪荷重算出）＝0.35

ω ：積雪の単位荷重（Pa/cm）＝20

Ｈ ：垂直積雪高さ（cm）

＝30

以上より，
Ｐｓ＝0.35×20×30＝210(a-3) 基準津波による津波荷重(Ｐｈｔ) ＜重畳時＞
基準津波による津波荷重として，経路からの津波又は溢水に伴う水位を用いた静水圧を考慮し，次式を用いて算出する。
Ｐｈｔ＝ρ ・ｇ・ｈｔ

ここで，Ｐｈｔ：浸水津波荷重による静水圧荷重（Pa）
ρ０ ：海水の密度（kg/m3）
港湾の施設の技術上の基準・同解説（日本港湾協会＝1030
平成 19 年）

より
ｈｔ ：水位差（m）＝0.200

以上より，
Ｐｈt＝1030×9.80665×0.200＝2020.17
6.9.1-(2)-i-3

(a-4) 敷地に遡上する津波による津波荷重(Ｐｈ) ＜重畳時＞
敷地に遡上する津波による津波荷重として，経路からの津波又は溢水に伴う水位を用いた静水圧を考慮し，次式を用いて算出する。
Ｐ ＝ρ ・ｇ・ｈｈ

ここで，
Ｐｈ：敷地に遡上する津波による津波荷重による静水圧荷重（Pa）
ρ０：海水の密度（kg/m3）＝1030

港湾の施設の技術上の基準・同解説（日本港湾協会 平成 19 年）より
ｈ ：水位差（m）＝1.200以上より，
Ｐｈ＝1030×9.80665×1.200＝12121.02(a-5) 余震荷重(Ｓｄ) ＜重畳時＞
余震荷重は，添付書類「Ⅴ-1-1-2-2-5 津波防護に関する施設の設計方針」に示す津波荷重との重畳を考慮する弾性設計用地震動Ｓｄを入力して得られた
地震応答解析に伴う上版（コンクリート）における最大応答加速度の最大値を設計震度として，水密ハッチに作用する余震による慣性力を考慮する。
なお，設計震度は最大応答加速度を重力加速度で除して算出する。
水密ハッチの応力評価に用いるＳｄ地震荷重の設計震度を表 6.9.1-(2)-i-3に示す。
表 6.9.1-(2)-i-3 応力評価に用いる設計震度
弾性設計用地震動

Ｓｄ−Ｄ１Ｌ

設置場所及び床面高さ

水平震度

鉛直震度

(m)

ＣＨ

ＣＶ

0.46

0.27

代替淡水貯槽EL. 8.00＊

注記 ＊：基準床レベルを示す。
地震荷重による水平方向の地震荷重は常時作用する固定荷重（Ｄ）及び積雪荷重（Ｐｓ）を考慮し次式を用いて算出する。
余震による地震荷重は表 6.9.1-(2)-i-4 に示す。
ＫＨｓｄ＝ＣＨ・（Ｄ＋Ｐｓ・Ａ）
ここで，
ＫＨｓｄ：水平方向の地震荷重（N）
6.9.1-(2)-i-4

Ａ：上蓋に積雪が載荷する面積（上蓋端面積）（m2）

地震荷重による鉛直方向の静的地震荷重は常時作用する固定荷重（Ｄ）及び積雪荷重（Ｐｓ）を考慮し次式を用いて算出する。
ＫＶｓｄ＝ＣＶ・（Ｄ＋Ｐｓ・Ａ）
ここで，
ＫＶｓｄ：鉛直方向の地震荷重（N）
表 6.9.1-(2)-i-4 余震による地震荷重
上蓋端幅

上蓋端長さ

上蓋面積

水平地震荷重＊１

鉛直地震荷重＊２

(m)

(m)

Ａ(m2)

ＫＨｓｄ(N)

ＫＶｓｄ(N)

2.580

2.320

5.98567795.884575.85

注記 ＊1：水密ハッチの水平地震荷重ＫＨｓｄは以上より
ＫＨｓｄ＝0.46×（15690.6＋210×5.9856）＝7795.88＊2：水密ハッチの鉛直地震荷重ＫＶｓｄは以上より
ＫＶｓｄ＝0.27×（15690.6＋210×5.9856）＝4575.85(a-6) 地震荷重(Ｓｓ) ＜地震時＞
基準地震動Ｓｓによる荷重を考慮する。
ここで，応力評価に用いる設計震度は上版（コンクリート）における最大加速度を重力加速度で除して算出し，各方向での最大値を用いる。
表 6.9.1-(2)-i-5 に応力評価に用いる設計震度を示す。
表 6.9.1-(2)-i-5 設計用震度
地震動

設置場所及び床面高さ

水平方向設計震度鉛直方向設計震度

(m)

ＣＨｓｓ

ＣＶｓｓ

14.2

0.72

基準地震動

代替淡水貯槽Ｓｓ

EL. 8.00＊

注記 ＊：基準床レベルを示す。
基準地震動Ｓｓによる水平方向の地震荷重は常時作用する固定荷重（Ｄ）及び積雪荷重（Ｐｓ）を考慮し次式を用いて算出する。
基準地震動Ｓｓによる地震荷重は表 6.9.1-(2)-i-6 に示す。
ＫＨｓｓ＝ＣＨｓｓ・（Ｄ＋Ｐｓ・Ａ）
ここで，6.9.1-(2)-i-5

ＫＨｓｓ：水平方向の地震荷重（N）：上蓋に積雪が載荷する面積（上蓋端面積）（m2）

Ａ

地震荷重による鉛直方向の地震荷重は常時作用する固定荷重（Ｄ）及び積雪荷重（Ｐｓ）を考慮し次式を用いて算出する。
ＫＶｓｓ＝ＣＶｓｓ・（Ｄ＋Ｐｓ・Ａ）
ここで，
ＫＶｓｓ：鉛直方向の地震荷重（N）
表 6.9.1-(2)-i-6 基準地震動Ｓｓによる地震荷重
上蓋端

上蓋端

上蓋面積

水平地震荷重＊１

鉛直地震荷重＊２

幅 (m)

長さ(m)

Ａ(m2)

ＫＨｓｓ(N)

ＫＶｓｓ(N)

2.58

2.32

5.985624065.6

12202.3

注記 ＊1：水密ハッチの水平地震荷重ＫＨｓｓは以上より
ＫＨｓｓ＝1.42×（15690.6＋210×5.9856）＝24065.6＊2：水密ハッチの鉛直地震荷重ＫＶｓｓは以上より
ＫＶｓｓ＝0.72×（15690.6＋210×5.9856）＝12202.3(ロ) 各部の応力計算(a-1) 上蓋上蓋に作用する鉛直荷重（鉛直下向き方向）は，コンクリート躯体に支持されることから，上蓋には曲げ及びせん断力が作用する。
上蓋は固定ボルト間を支点とした等分布荷重を受ける周辺固定の長方形板モ
デルとして検討を行う。
なお，水平荷重（水平 2 方向）は固定ボルトに対するせん断力として評価を行う。

(a-1-1) 重畳時(a-1-1-1) 基準津波による曲げ応力＜重畳時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生する
曲げ応力は，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より次式を用いて算出する。

6.9.1-(2)-i-6

Ｄ

Ｋ ｓｄ

β２ ・

Ａ

σｂｔ＝

＋Pｈｔ

Pｓ ・ｂ

t

ここで，
σ ｂｔ ：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の曲げ応力（MPa）β２：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の応力係数「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会 第 4 編材料力学 第 37 表及び 第 160 図」より求める。
図 6.9.1-(2)-i-2 に機械工学便覧 P4-67,68 抜粋を示す。
ｔ ：上蓋の厚さ（公称値）（m）＝0.030ｂ ：モデル化に用いる上蓋の短辺長さ（m）
ａ ：モデル化に用いる上蓋の長辺長さ（m）
上蓋の応力計算条件を表 6.9.1-(2)-i-7 に示す。
表 6.9.1-(2)-i-7 上蓋の応力計算条件
上蓋の短辺長さ

上蓋の長辺長さ

応力係数＊１

上蓋の厚さ

ｂ(m)

ａ(m)

β２

ｔ(m)

2.320

2.580

0.33

0.030

注記 ＊1：水密ハッチの応力係数β２はａ／ｂから
ａ／ｂ＝2.580／2.320＝1.11207
第 160 図から
β２＝0.33＊2：水密ハッチの曲げ応力σｂｔは以上より0.33 （σｂｔ＝15690.6＋4575.85＋2020.17＋210） 2.320 2
5.98 5 6・10-6
0.0 30 2＝11.0835
小数点第一位以下切り上げより 12 MPa

6.9.1-(2)-i-7

上蓋の曲げ
応力＊２
σｂｔ(MPa)12図 6.9.1-(2)-i-2 機械工学便覧 P4-67,68 抜粋(a-1-1-2) 敷地に遡上する津波による曲げ応力＜重畳時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生する
曲げ応力は，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より次式を用いて算
出する。
Ｄ
β２ ・

Ｋ

ｄ

Ａ

σｂ＝

＋Pｈ

Pｓ ・ｂ

t

ここで，
σ ｂ ：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の曲げ応力（MPa）β２：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の応力係数「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会 第 4 編材料力学 第 37 表及び 第 160 図」より求める。
図 6.9.1-(2)-i-2 に機械工学便覧 P4-67,68 抜粋を示す。
ｔ ：上蓋の厚さ（公称値）（m）＝0.030ｂ ：モデル化に用いる上蓋の短辺長さ（m）
ａ ：モデル化に用いる上蓋の長辺長さ（m）
上蓋の応力計算条件を表 6.9.1-(2)-i-8 に示す。
表 6.9.1-(2)-i-8 上蓋の応力計算条件
上蓋の短辺長さ

上蓋の長辺長さ

応力係数＊１

上蓋の厚さ

ｂ(m)

ａ(m)

β２

ｔ(m)

2.320

2.580

0.33

0.030

注記 ＊1：水密ハッチの応力係数β２はａ／ｂから
ａ／ｂ＝2.580／2.320
6.9.1-(2)-i-8

上蓋の曲げ
応力＊２
σｂ(MPa)32

＝1.11207
第 160 図から
β２＝0.33＊2：水密ハッチの曲げ応力σｂは以上より0.33 （σｂ＝15690.6＋4575.85＋12121.02＋210） 2.320 2
5.985 6・10-6
0.030 2＝31.0180
小数点第一位以下切り上げより 32 MPa(a-1-1-3) 基準津波によるせん断応力＜重畳時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生するせん断応力は，すべての荷重が支持縁に作用するとして次式を用いて算出する。

Ｄ ＫVｓｄ＋（Ｐｈｔ Ｐ・Ａｓ)
tｔ＝・（ａ＋ｂ）・2
ここで，τｔ：せん断応力（MPa）
水密ハッチのせん断応力τｔは以上より

15690.6＋4575.85＋（2020.17＋210）5.9856
・10-6
τｔ＝
0.030 （2.320＋2.580） 2＝0.114338
小数点第一位以下切り上げより 1 MPa(a-1-1-4) 敷地に遡上する津波によるせん断応力＜重畳時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生するせん断応力は，すべての荷重が支持縁に作用するとして次式を用いて算出する。

Ｄ ＫVｓｄ＋（Ｐｈ Ｐ・Ａｓ)t＝・（ａ＋ｂ）・2
ここで，
τ：せん断応力（MPa）
水密ハッチのせん断応力τは以上より

15690.6＋4575.85＋（12121.02＋210）5.9856
・10-6
τ＝0.030 （2.320＋2.580） 2＝0.319983
小数点第一位以下切り上げより 1 MPa

6.9.1-(2)-i-9

(a-1-1-5) 基準津波による応力の組合せ＜重畳時＞
前項にて算出した垂直応力やせん断応力について，「ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１−
2005／2007 SSB-3121.1」より次式を用いて算出する。
組合せ応力を表 6.9.1-(2)-i-9 に示す。

σ＝
σ２
3 ｔ2
ｔ
ｂｔ＋・τ
ここで，
σｔ ：組合せ応力 (MPa)σｂｔ ：垂直応力 (MPa)τｔ ：σｂｔが作用する面内のせん断応力 (MPa)
表 6.9.1-(2)-i-9 組合せ応力
垂直応力σｂｔ(MPa)

せん断応力τｔ（MPa）

組合せ応力＊σｔ（MPa）

12

1

13

注記 ＊：水密ハッチの組合せ応力σｔは以上より

σ ＝ 12 2 ＋3×12＝12.1244
小数点第一位以下切り上げより 13 MPa(a-1-1-6) 敷地に遡上する津波による応力の組合せ＜重畳時＞
前項にて算出した垂直応力やせん断応力について，「ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１−
2005／2007 SSB-3121.1」より次式を用いて算出する。
組合せ応力を表 6.9.1-(2)-i-10 に示す。
２2σ＝ σ＋・τ
ｂ 3

ここで，
σ

：組合せ応力 (MPa)σｂ ：垂直応力 (MPa)τ：σｂが作用する面内のせん断応力 (MPa)
表 6.9.1-(2)-i-10 組合せ応力

垂直応力σｂ(MPa)

せん断応力τ（MPa）

組合せ応力＊σ（MPa）

32

1

33

注記 ＊：水密ハッチの組合せ応力σは以上より

σ＝ 32 2＋3×12＝32.0468
小数点第一位以下切り上げより 33 MPa

6.9.1-(2)-i-10

(a-1-2) 地震時(a-1-2-1) 曲げ応力＜地震時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生する
曲げ応力は，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より次式を用いて算出する。
図 6.9.1-(2)-i-2 に機械工学便覧 P4-67,68 抜粋を示す。
β２ ・
σｂｓｓ＝

Ｄ

Ｋ
Ａ

＋Ｐｓ ・ｂt

ここで，σ ｂｓｓ：周辺固定の長方形板モデルに等分布荷重が作用する際の曲げ応力（MPa）ｔ：上蓋の厚さの公称値（m）＝0.030上蓋の応力計算条件を表 6.9.1-(2)-i-7 に示す。
水密ハッチの曲げ応力σｂｓｓは以上より0.33 （σｂＳＳ＝15690.6＋12202.3＋210）2.3202
5.9856・10-6
0.0302＝9.61117
小数点第一位以下切り上げより 10 MPa(a-1-2-2) せん断応力＜地震時＞
四辺を固定された長方形板に等分布荷重が作用した際に，上蓋に発生するせん断応力は，すべての荷重が支持縁に作用するとして次式を用いて算出する。
tｓ ｓ＝

Ｄ Ｋ V ｓ ｓ＋ Ｐ・
ｓ Ａ・ （ ａ ＋ ｂ ） ・2

ここで，τｓｓ：せん断応力（MPa）
水密ハッチのせん断応力τは以上より

15690.6＋12202.3＋210 5.9856
・10-6
τＳＳ＝
0.030 （2.320＋2.580） 2＝0.0991492
小数点第一位以下切り上げより 1 MPa(a-1-2-3)

組合せ応力<地震時>

前項にて算出した垂直応力やせん断応力について，「ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１−
2005／2007

SSB-3121.1」より次式を用いて算出する。結果を表 6.9.1-(2)-i-11 に示す。
6.9.1-(2)-i-112σｓｓ＝ σ２
3 ｓｓｂｓｓ＋・τ

表 6.9.1-(2)-i-11 組合せ応力
垂直応力σｂｓｓ(MPa)

せん断応力τｓｓ（MPa）

組合せ応力＊σｓｓ（MPa）

10

1

11

注記 ＊：水密ハッチの組合せ応力σは以上より

σＳＳ＝ 102＋3×12＝10.1489
小数点第一位以下切り上げより 11 MPa

6.9.1-(2)-i-12

(a-2) 固定ボルト
固定ボルトに作用する水平荷重（水平震度）は，上蓋を介して固定ボルトにせん断力が作用する。
なお，鉛直下向き方向の荷重は固定ボルトに作用しないこと及び余震による鉛直震度が 1Ｇを超えないため上蓋の浮き上がりによる固定ボルトの引張が起こらない。

(a-2-1)重畳時(a-2-1-1) せん断応力＜重畳時＞
余震による水平荷重が作用した際の固定ボルトのせん断応力は，以下の式より算出する。
Ｋτｋｓｄ＝ Ｈｓｄｎ・Ａｂ
ここで，
τｋｓｄ：固定ボルトに作用するせん断応力（MPa）
ｎ：固定ボルトの本数（本）Ａｂ：固定ボルトの呼び径の断面積（mm2）呼び径 M20 mm より
Ａｂ＝π・202／4＝3.14159×202／4＝314.159
表 6.9.1-(2)-i-12 固定ボルトのせん断応力

固定ボルト本数

固定ボルトの断面積

せん断応力＊ｎ(本)Ａｂ (mm2)τｋ（MPa）

20

314.1592

注記 ＊：水密ハッチの固定ボルトせん断応力は以上より

τｋｓｄ＝7795.88
20×314.159＝1.24075
小数点第一位以下切り上げより 2 MPa(a-2-2)地震時(a-2-2-1) せん断応力＜地震時＞
地震（Ｓｓ）による水平荷重が作用した際の固定ボルトのせん断応力は，以下の式より算出する。

6.9.1-(2)-i-13

Ｋτｋｓｓ＝ Ｈｓｓｎ・Ａｂ
ここで，
τｋｓｓ：水平方向の地震荷重（Ｓｓ）による固定ボルトに作用するせん断応力（MPa）
水密ハッチの固定ボルトせん断応力は以上より

τｋｓｓ＝24065.6
20×314.159＝3.83016
小数点第一位以下切り上げより 4 MPa(ハ) 許容応力
許容応力は，Ｓｓ地震時，浸水津波＋Ｓｄ地震時は，供用状態Ｃ（許容応力状態ⅢＡＳ）として設定する。

6.9.1-(2)-i-14

(a-1) 上蓋の許容応力
許容応力算定用基準値

F ＝min〔Ｓｙ，0.7・Ｓｕ〕＝min〔205，0.7×520〕＝min〔205，364〕＝205 MPa(a-1-1) 許容曲げ応力

1.5・ｆｂ＝（F/1.5）・1.5＝（205/1.5）×1.5＝136×1.5＝204 MPa(a-1-2) 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 MPa(a-1-3) 許容引張応力・1.5
1.5・ｆｔ＝（F/1.5）＝（205/1.5）×1.5＝136×1.5＝204 MPa6.9.1-(2)-i-15

(a-2) 固定ボルトの許容応力
許容応力算定用基準値

F＝min〔Ｓｙ，0.7・Ｓｕ〕＝min〔205，0.7×520〕＝min〔205，364〕＝205 MPa(a-2-1) 許容引張応力1.5・ｆｔ＝（F/2）・1.5＝（205/2）×1.5＝153 MPa(a-2-2) 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 MPa(a-2-3) 組合せを考慮した許容引張応力

ƒｔｓ＝1.4・ƒｔ０−1.6τｋｓｓ＝1.4×153−1.6×4＝207.8 MPa＞1.5・ｆｔ＝153 MPa より
許容引張応力は 1.5・ｆｔを使用する。

6.9.1-(2)-i-16

(c) 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-(2)-i-13 に示す。
表 6.9.1-(2)-i-13 耐震評価結果

評価対象部位

上蓋

発生応力

評価応力

発生応力(MPa)

許容応力(MPa)

曲げ

10

204

○

せん断

1

117

○

組合せ＊

11

204

○

せん断

4

117

○

≦許容応力

水密ハッチ

固定ボルト

注記 ＊：曲げとせん断の組合せである。
ロ.

基準津波と余震による重畳時
基準津波と余震による重畳時の評価結果を表 6.9.1-(2)-i-14 に示す。
表 6.9.1-(2)-i-14 重畳時における評価部位の応力評価結果

評価対象部位

上蓋

発生応力

評価応力

発生応力(MPa)

許容応力(MPa)

曲げ

12

204

○

せん断

1

117

○

組合せ＊

13

204

○

せん断

2

117

○

≦許容応力

水密ハッチ

固定ボルト

注記 ＊：曲げとせん断の組合せである。
ハ. 敷地の遡上する津波と余震による重畳時
敷地の遡上する津波と余震による重畳時の評価結果を表 6.9.1-(2)-i-15 に示す。
表 6.9.1-(2)-i-15 重畳時における評価部位の応力評価結果
評価対象部位

上蓋

発生応力

評価応力

発生応力(MPa)

許容応力(MPa)

曲げ

32

204

○

せん断

1

117

○

組合せ＊

33

204

○

せん断

2

117

○

≦許容応力

水密ハッチ

固定ボルト

注記 ＊：曲げとせん断の組合せである。
以上より発生応力が許容応力以下であることから，構造部材が構造健全性を有することを確認した。

6.9.1-(2)-i-17

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(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-2-10-2-5-10 海水ポンプ室
ケーブル点検口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。
蓋は，たて方向に基礎ボルトにより支持されていることから，たて方向で支持された蓋端間の両端単純支持ばりとしてモデル化する。両端単純支持ばりの一次固有振動数は，「機械工学便覧（1986 年），日本機械学会」より，次のとおり与えられる。
Ｔ＝１
ｆ

f＝λ2/(2π・L2)･√(E・I/(ρ・A))
ここで，
T ：固有周期（s）
f ：一次固有振動数（Hz）
λ：振動数係数＝π
海水ポンプ室ケーブル点検口浸水防止蓋の構造図を図 6.9.1-(2)-j-1 に示す。
図 6.9.1-(2)-j-1 に示す構造図から，はりの長さをそれぞれ以下のとおりとする。
L ：はりの長さ（mm）

6.9.1-(2)-j-1＝850

【はりの幅 b】

浸水防止蓋
浸水防止蓋

基礎ボルト
基礎ボルト

【はりの長さ L】

浸水防止蓋
浸水防止蓋

【はりのせいｈ】

基礎ボルト
基礎ボルト

図 6.9.1-(2)-j-1 海水ポンプ室ケーブル点検口浸水防止蓋の構造図

E ：縦弾性係数（MPa）＝1.93×105

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，JSMES

NC1-2005/2007 付録材料図表 Part6 表 1 より
1.93×105 (MPa)＝1.93×1011 (Pa)I ：断面二次モーメント（mm4）＝5.832×105

5.832×105（mm4）＝5.832×10-7（m4）I＝b・h3/12
図 6.9.1-(2)-j-1 に示す構造図から，はりの幅 b 及びはりのせい h をそれ
ぞれ以下のとおりとする。
b ：はりの幅（mm）＝1200

h ：はりのせい（蓋の厚さ）（mm） ＝18.0
以上より，
I＝b・h3/12＝1200×18.03/12＝5.832×105
6.9.1-(2)-j-2

ρ：はりの単位体積質量（kg/mm3）＝7.93×10-6（「JIS G4310（1999）ステンレス鋼板及び耐熱鋼板質量算出方法 表 1 ス
テンレス鋼板の基本質量」より）
A ：はりの断面積（mm2）＝2.160×104

A＝b・h＝1200×18.0＝2.160×104
以上より，
f＝π2/(2π・8502)･√(1.93×1011×5.832×105/(7.93×10-6×103×2.160×104)＝55.7321＝55 HzT＝1/55＝0.0181818 s＝0.019 s
ロ. 固有値解析結果
固有周期は 0.019 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)-j-3

(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-2-10-2-5-10

海水ポンプ室ケーブル点検口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。
D＝mD・g
ここで，
D ：固定荷重（N）
mD ：蓋の自重による質量（kg）
g ：重力加速度（m/s2）
mD＝A・t・ρ
ここで，
A ：蓋の面積（mm2）t ：蓋の厚さ（mm）

＝18.0
3

ρ：蓋の単位体積質量（kg/mm ）＝7.93×10-6

以上より，
A ＝850×1200＝1020000 mm2＝1.020×106 mm2
mD ＝1.020×106×18.0×7.93×10-6＝145.594 kg
保守的に 200 kg とする。
D ＝200×9.80665＝1961.33 N
ロ. 風荷重及び積雪荷重
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)-j-4

(c) 応力計算
イ. 溢水時(イ) 荷重条件
溢水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 3-2-4-10

海水ポンプ室ケーブル点検口浸水防止蓋の強度計算書」にて示す記号を使用する。
(a-1) 固定荷重
蓋の自重が基礎ボルトに，せん断力として作用する。
蓋の質量は「(b) 評価条件の整理」にて示したとおりとする。
(a-1-1) 発生荷重<溢水時>基礎ボルト１本当たりのせん断力
Q＝mD・g/n
ここで，
Q ：基礎ボルト 1 本当たりのせん断力（N/本）mD ：蓋の自重による質量（kg）
2＝200

g ：重力加速度（m/s ）＝9.80665

n ：基礎ボルト本数

＝6

以上より，
Q ＝200×9.80665/6＝326.888 N/本(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) 浸水津波荷重
浸水津波荷重は以下のとおりとする。
Ph ＝ρ・g・h
ここで，Ph ：浸水津波荷重（MPa)ρ：溢水の密度（kg/m3）＝1030

g ：重力加速度（m/s2）＝9.80665

h ：溢水水位（m）＝8.2

なお，添付書類「Ⅴ-1-1-8-4 溢水影響に関する評価」に示すとおり，
屋外タンク等の破損により生じる溢水は EL.8.0 m の敷地において 0.1m の浸水深であったが，ここでは保守的に原子炉建屋及びタービン建屋の設置高さである EL.8.2 m まで浸水した場合を想定し，海水ポンプ室ケーブル点
検口浸水防止蓋が設置される敷地高さである EL.0.8m の標高を差し引かずに 8.2m の溢水水位を設定した。

6.9.1-(2)-j-5以上より，
Ph ＝1030×9.80665×8.2/106＝0.0828269 MPa(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する溢水荷重（水平方向）は，蓋を介して基礎ボルトに伝達し，基礎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) 発生荷重＜溢水時＞
溢水荷重

w ＝Ph
＝0.0828269 MPa

支点間距離

L ＝850 mm

単位幅当たり曲げモーメントM ＝w・L2/8＝0.0828269×8502/8＝7480.30 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q ＝w・L/2＝0.0828269×850/2＝35.2014 N/mm

(a-1-2) 断面性能
蓋の厚さ

t ＝18.0 mm

蓋の単位幅当たりの断面係数

Z ＝t2/6＝18.02/6＝54 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積 AS ＝ｔ＝18 mm2/mm(a-1-3) 発生応力＜溢水時＞
単位幅当たり曲げモーメントM ＝7480.30 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q ＝35.2014 N/mm

曲げ応力

σb ＝M/Z＝7480.30/54＝138.524＝139 MPa

せん断応力

τ＝Q/AS＝35.2014/18＝1.95563＝2 MPa6.9.1-(2)-j-6σ＝√（σb2＋3・τ2）

組合せ応力（曲げ＋せん断）＝√（1392＋3×22）＝139.043＝140 MPa(a-2) 基礎ボルト
蓋に作用する溢水荷重は，蓋を介して基礎ボルトに伝達するものとする。
(a-2-1) 発生荷重<溢水時>(a-2-1-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
溢水荷重

w ＝Ph
Ph ＝0.0828269 MPa

支点間距離

L ＝850 mm

蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力
Qｓ ＝w・L/2＝0.0828269×850/2＝35.2014 N/mm
基礎ボルトの負担幅(mm)b ＝450 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb ＝Qｓ・b＝35.2014×450＝15840.6 N(a-2-1-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋の自重による質量mD ＝200 kg

基礎ボルト本数

n ＝6 本

基礎ボルトに作用するせん断荷重

Qｓｂ＝mD・g/n＝200×9.80665/6＝326.888 N/本(a-2-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16）

φ＝16 mm

基礎ボルトの呼び径断面積

Am ＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-3) 発生応力<溢水時>
基礎ボルトの引張応力σt ＝Ptb/Am＝15840.6/2.011×102

6.9.1-(2)-j-7

＝78.7697＝79 MPa
基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Q/Am＝326.888/2.011×102＝1.62549＝2 MPa6.9.1-(2)-j-8

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-2-10-2-5-10 海水ポンプ室ケーブル点検口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) 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，海水ポンプ室ケーブル点検口浸水防止蓋の固有周囲は，0.05s 以下であるため，剛構造であることから，Ss 地震荷重を求めるための設計震度は，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。設計
震度を表 6.9.1-(2)-j-1 に示す。
表 6.9.1-(2)-j-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

水平方向ＣＨ1.10

鉛直方向ＣＶ

1.03

EL. 0.800

Ｓｓ(EL. 0.300＊2)

注記 ＊1：海水ポンプ室ケーブル点検口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 による地震荷重は以下のとおりとする。
Whk＝CH・mD・g
Wvk＝CV・mD・g
whk＝CH・mD・g/A
ここで，
Whk：基準地震動 Ss による水平地震荷重（N）

6.9.1-(2)-j-9

Wvk：基準地震動 Ss による鉛直地震荷重（N）
whk：基準地震動 Ss による水平地震等分布荷重（MPa）
CH ：基準地震動 Ss による水平方向の設計震度＝1.10

CV ：基準地震動 Ss による鉛直方向の設計震度＝1.03

mD ：蓋の自重による質量（設計値）
（kg）

＝200

2

g ：重力加速度（m/s ）＝9.80665

A ：蓋の面積（mm2）＝1.020×106

以上より，
Whk＝1.10×200×9.80665＝2.15746×103 N
Wvk＝1.03×200×9.80665＝2.02016×103 N
whk＝1.10×200×9.80665/(1.020×106)＝2.11515×10-3 MPa

6.9.1-(2)-j-10

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する地震力（水平方向及び鉛直方向）は，蓋を介して基礎ボルトに伝達し，基礎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。
蓋の鉛直地震荷重による面内応力は，発生応力が微小なため無視する。
(a-1-1) 発生荷重<Ss 地震時>
蓋に作用する水平地震等分布荷重

w＝whk＝2.11515×10-3 MPa

支点間距離

L＝850 mm

単位幅当たり曲げモーメント

M＝w・L2/8＝2.11515×10-3×8502/8＝191.024 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝w・L/2＝2.11515×10-3×850/2＝0.898938 N/mm

(a-1-2) 断面性能
蓋の厚さ

t＝18.0 mm

蓋の単位幅当たりの断面係数

Z＝t2/6＝18.02/6＝54 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積

AS＝t＝18 mm2/mm(a-1-3) 発生応力<Ss 地震時>
単位幅当たり曲げモーメント

M＝191.024 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝0.898938 N/mm

曲げ応力

σb＝M/Z＝191.024/54＝3.53748＝4 MPa

せん断応力

τ＝Q/AS＝0.898938/18＝0.0499410＝1 MPa

組合せ応力（曲げ＋せん断）
6.9.1-(2)-j-11σ＝√（σb2＋3・τ2）

＝√（42＋3×12）＝4.35889＝5 MPa(a-2) 基礎ボルト
蓋に作用する水平地震力及び鉛直地震力は，蓋を介して基礎ボルトに伝達す
るものとする。
(a-2-1) 発生荷重<Ss 地震時>
(a-2-1-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力

Qｓ＝0.898938 N/mm

基礎ボルトの負担幅(mm)b＝450 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝0.898938×450＝404.522 N(a-2-1-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋の自重による質量mD＝200 kg

基礎ボルト本数

n＝6 本

鉛直地震荷重

Wvk＝2.02016×103 N

基礎ボルトに作用するせん断荷重
Qｓｂ＝（mD・g＋Wvk）/n＝（200×9.80665＋2.02016×103）/6＝663.581 N/本(a-2-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16） φ＝16 mm
基礎ボルトの呼び径断面積

Am＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-3) 発生応力<Ss 地震時>
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝404.522/2.011×102＝2.01154＝3 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qｓｂ/Am＝663.581/2.011×102＝3.29975＝4 MPa6.9.1-(2)-j-12

ハ. 溢水＋Sd 地震時
溢水＋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 3-24-10 海水ポンプ室ケーブル点検口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，「(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) 溢水荷重
溢水荷重は，「溢水時」と同じ値とする。
(a-4) Sd 地震荷重
Sd 地震荷重は，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」に示すとおり，弾性設計用地震動 Sd-D1 に伴う地震力とする。固
有値解析の結果より，海水ポンプ室ケーブル点検口浸水防止蓋の固有周期は，0.05s 以下であるため，剛構造であることから，Sd 地震荷重を求めるための設
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。設計震度を表 6.9.1-(2)-j-2 に示す。
表 6.9.1-(2)-j-2 応力評価に用いる Sd 地震荷重の設計震度
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

取水構造物

地震動

EL. 0.800

Ｓｄ−Ｄ１(EL. 0.300＊2)

水平方向ＣＨＳｄ0.61

鉛直方向ＣＶＳｄ0.43

注記 ＊1：海水ポンプ室ケーブル点検口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。

6.9.1-(2)-j-13

余震による地震荷重は以下のとおりとする。
Whksd ＝CHsd・mD・g
Wvksd ＝CVsd・mD・g
whksd ＝CHsd・mD・g/A
ここで，
Whksd：余震による水平地震荷重（N）
Wvksd：余震による鉛直地震荷重（N）
whksd：余震による水平地震等分布荷重（MPa）
CHsd ：余震による水平方向の設計震度＝0.61

CVsd ：余震による鉛直方向の設計震度＝0.43

mD ：蓋の自重による質量（設計値）（kg）

＝200

2

g

：重力加速度（m/s ）＝9.80665

A：蓋の面積（mm2）＝1.020×106

以上より，
Whksd ＝0.61×200×9.80665＝1.19641×103 N
Wvksd ＝0.43×200×9.80665＝8.43371×102 N
whksd ＝0.61×200×9.80665/(1.020×106)＝1.17295×10-3 MPa

6.9.1-(2)-j-14

(ロ) 各部の応力計算
蓋に作用する溢水荷重及び Sd 地震力は，蓋を介して基礎ボルトに伝達し，基礎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。
蓋の鉛直地震荷重による面内応力は，発生応力が微小なため無視する。
(a-1-1) 発生荷重<溢水＋Sd 地震時>
溢水荷重による水平等分布荷重

wh＝Ph＝0.0828269 MPa

蓋に作用する水平地震等分布荷重
蓋に作用する水平等分布荷重

whksd＝1.17295×10-3 MPa
w＝wh＋whksd＝0.0828269＋1.17295×10-3＝0.0839998 MPa

支点間距離

L＝850 mm

単位幅当たり曲げモーメント

M＝w・L2/8＝0.0839998×8502/8＝7586.23 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝w・L/2＝0.0839998×850/2＝35.6999 N/mm

(a-1-2) 断面性能
蓋の厚さ

t＝18.0 mm

蓋の単位幅当たりの断面係数

Z＝t2/6＝18.02/6＝54 mm3/mm

蓋の単位幅当たりのせん断断面積

AS＝ｔ＝18 mm2/mm(a-1-3) 発生応力<溢水＋Sd 地震時>
単位幅当たり曲げモーメント

M＝7586.23 N･mm/mm

単位幅当たりせん断力

Q＝35.6999 N/mm

曲げ応力

σb＝M/Z＝7586.23/54＝140.485＝141 MPa

せん断応力

τ＝Q/AS
6.9.1-(2)-j-15

＝35.6999/18＝1.98332＝2 MPa
組合せ応力（曲げ＋せん断）σ＝√（σb2＋3・τ2）＝√（1412＋3×22）＝141.042＝142 MPa6.9.1-(2)-j-16

(a-2) 基礎ボルト
蓋に作用する溢水荷重及び Sd 地震力は，蓋を介して基礎ボルトに伝達するものとする。
(a-2-1) 発生荷重<溢水＋Sd 地震時>
(a-2-1-1) 基礎ボルトに作用する引張荷重
蓋の端部に生じる単位幅当たりのせん断力

Qｓ＝35.6999 N/mm

基礎ボルトの負担幅(mm)b＝450 mm

基礎ボルトの引張荷重

Ptb＝Qｓ・b＝35.6999×450＝16064.9 N(a-2-1-2) 基礎ボルトに作用するせん断荷重
蓋の自重による質量mD＝200 kg

基礎ボルト本数

n＝6 本
Wvksd＝8.43371×102 N

鉛直地震荷重

基礎ボルトに作用するせん断荷重
Qｓｂ＝（mD・g＋Wvksd）/n＝（200×9.80665＋8.43371×102）/6＝467.450 N/本(a-2-2) 断面性能
基礎ボルトの呼び径（M16）

φ＝16 mm

基礎ボルトの呼び径断面積

Am＝π/4・φ2＝201.061 mm2＝2.011×102 mm2(a-2-3) 発生応力<溢水＋Sd 地震時>
基礎ボルトの引張応力

σt＝Ptb/Am＝16064.9/2.011×102＝79.8851＝80 MPa

基礎ボルトのせん断応力

τｋ＝Qｓｂ/Am＝467.450/2.011×102＝2.32446＝3 MPa6.9.1-(2)-j-17

(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。
許容応力の設定に用いる設計降伏点 Sy 及び設計引張強さ Su は，JSME

S

NC1-

2005/2007 付録材料図表 Part5 表 8 及び表 9 を用いて計算する。
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＝205 MPa，温度 75 ℃における設計降伏点 Sy＝
183 MPa であるため，205＋(183−205)×(50−40)/(75−40)＝198.714＝198 MPa
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＝520 MPa，温度 75 ℃における設計引張強さ
Su＝466 MPa であるため，520＋(466−520)×(50−40)/(75−40)＝504.571＝504 MPa
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
イ. 蓋の許容応力〕
F＝min〔1.35・Sy，0.7・Su，Sy（RT）

許容応力算定用基準値＝min〔1.35×198，0.7×504，205〕＝min〔267，352，205〕＝205 MPa(イ) 溢水時，Ss 地震時，溢水＋Sd 地震時(a-1) 許容曲げ応力

1.5・fb＝（F/1.5）・1.5＝（205/1.5）×1.5＝136×1.5＝204 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 MPa(a-3) 許容引張応力1.5・ft＝（F/1.5）・1.5＝（205/1.5）×1.5＝136×1.5＝204 MPa6.9.1-(2)-j-18

ロ. 基礎ボルトの許容応力
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) 溢水時(a-1) 許容引張応力1.5・ft ＝（F/2）
・1.5＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝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 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＝2 MPa
1.5・fts1＝1.4・（1.5・ft0）−1.6・τ
＝1.4×153−1.6×2＝211 MPa
ここで，1.5・ft0 ＝（F/2）
・1.5＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝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（211，153）＝153 MPa6.9.1-(2)-j-19

(ロ)Ss 地震時(a-1) 許容引張応力1.5・ft ＝（F/2）
・1.5＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝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 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＝4 MPa
1.5・fts1＝1.4・（1.5・ft0）−1.6・τ
＝1.4×153−1.6×4＝207 MPa
ここで，・1.5
1.5・ft0 ＝（F/2）＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝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（207，153）＝153 MPa6.9.1-(2)-j-20

(ハ) 溢水＋Sd 地震時(a-1) 許容引張応力1.5・ft ＝（F/2）
・1.5＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝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 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＝3 MPa
1.5・fts1 ＝1.4・（1.5・ft0）−1.6・τ
＝1.4×153−1.6×3
＝209
ここで，
・1.5
1.5・ft0 ＝（F/2）＝（205/2）×1.5＝102×1.5＝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（209，153）＝153 MPa6.9.1-(2)-j-21

(e) 応力評価結果
イ. 溢水時溢水時の評価結果を表 6.9.1-(2)-j-3 に示す。
表 6.9.1-(2)-j-3 溢水時の応力評価結果（蓋，基礎ボルト）
評価部位

蓋

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

曲げ

139

204

OK

せん断

2

117

OK

組合せ＊1

140

204

OK

引張

79

153＊2

OK

せん断

2

117

OK

評価応力

注記 ＊1：曲げ（σｂ）とせん断（τ）の組合せ発生応力≦ｆｔで評価＊2：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔ0−1.6・τ，ƒｔ0]より算出

6.9.1-(2)-j-22

ロ.

Ss 地震時Ss 地震時の評価結果を表 6.9.1-(2)-j-4 に示す。
表 6.9.1-(2)-j-4 Ss 地震時の応力評価結果（蓋，基礎ボルト）

評価部位

発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

4

204

OK

1

117

OK

組合せ

5

204

OK

引張

3

153＊2

OK

せん断

4

117

OK

評価応力
曲げ

蓋

せん断
＊1

基礎ボルト

注記 ＊1：曲げ（σｂ）とせん断（τ）の組合せ発生応力≦ｆｔで評価＊2：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔ0−1.6・τ，ƒｔ0]より算出

6.9.1-(2)-j-23

ハ. 溢水＋Sd 地震時
溢水＋Sd 地震時の評価結果を表 6.9.1-(2)-j-5 に示す。
表 6.9.1-(2)-j-5 溢水＋Sd 地震時の応力評価結果（蓋，基礎ボルト）
評価部位

発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

141

204

OK

2

117

OK

組合せ

142

204

OK

引張

80

153＊2

OK

せん断

3

117

OK

評価応力
曲げ

蓋

せん断
＊1

基礎ボルト

注記 ＊1：曲げ（σｂ）とせん断（τ）の組合せ発生応力≦ｆｔで評価＊2：ƒｔｓ＝Min[1.4・ƒｔ0−1.6・τ，ƒｔ0]より算出

6.9.1-(2)-j-24

(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

，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

2は図 6.9.1-(3)-a-1 からそれぞれ以下のとおりとする。
：モデル化に用いる弁本体の長さ（mm）＝30

1：モデル化に用いるフロートガイドの長さ（mm）＝102

2

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

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

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

(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）
：抗力係数

＝2.01

U：流速（m/s）

＝2.0

CD

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

(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

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

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

(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

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

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

(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

(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

(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-14

(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

(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

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
τ3＝

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

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

(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

(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

(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

(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

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

τ3＝

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

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

(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

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

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

(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

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

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

(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

(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

(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

(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

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

τ3＝

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

(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

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
F ＝min〔1.35・Sy，0.7・Su，Sy（RT）〕

許容応力算定用基準値＝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

(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

(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

組合せ

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
＊1

フロートガイド

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

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。
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）

表 6.9.1-(3)-a-5
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

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

組合せ

2

132

OK

圧縮

1

132

OK

2

132

OK

組合せ

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
＊1

フロートガイド

曲げ
＊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

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

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
L1：モデルの弁全体長さ（mm）＝292

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 mm4E: 縦弾性係数（MPa）＝1.94×105
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）
k：モデルのばね定数（kg/s2）
k＝(3・E・Im)/(L1)3k＝(3×1.94×105×103×1.76515×106)/2923＝4.12625×107 kg/s2

6.9.1-(3)-b-2

以上より，
f＝1/2π･√(4.12625×107/31)＝183.618 Hz＝183 Hz
T＝1/183＝0.00546 s＝0.006 s
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

（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

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

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 [m4 ]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

(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

(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) 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）
：抗力係数

＝2.01

U：流速（m/s）

＝2.0

CD

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

(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

(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

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

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) 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，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

(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

(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

(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

(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

(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

(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
τ1＝

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

＝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

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) 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) 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

(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：余震による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：余震による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：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）＝1.8
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV2＝1.8×0.43×9.80665
6.9.1-(3)-b-21

＝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：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）＝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

(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

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

τ1＝

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

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) 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

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

(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-5 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

(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-6 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

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

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) 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)-b-30

(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：余震による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：余震による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：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）＝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

(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：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）＝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

(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

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（0.266762×1.478×104）/（2.011×102×8）
σV3＝（＝2.45073 MPa＝3 MPa

6.9.1-(3)-b-34

τ1＝

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

(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

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（JSME S NC1-2005/2007 付録材料図表 Part5 表 8 による。
）
Su＝480MPa（JSME S NC1-2005/2007 付録材料図表 Part5 表 9 による。
F ＝min〔Sy，0.7・Su〕

許容応力算定用基準値＝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
1.5・ft ＝（F/2）・1.5(a-1) 許容引張応力＝（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

＝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

(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

組合せ

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
＊1

フロートガイド

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

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

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

組合せ

4

144

OK

圧縮

1

133

OK

1

133

OK

組合せ

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
＊1

フロートガイド

曲げ
＊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

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(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-2-10-2-6-3 緊急用海水ポンプ
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)-c-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)-c-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，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

2

6.9.1-(3)-c-1

は図 6.9.1-(3)-c-1 からそれぞれ以下のとおりとする。
：モデル化に用いる弁本体の長さ（mm）＝30

1：モデル化に用いるフロートガイドの長さ（mm）＝102

2

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)-c-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)-c-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)-c-2

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）＝1.92×105
JSME

S

NC1-2005/2007

付録材料図表Part6 表 1 を用いて計算する。温度 66 ℃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 50 ℃の縦弾性係数 193000 MPa と，温度 75 ℃の縦弾性係数
191000 MPa より，比例法を用いて計算する。
193000＋(191000−193000)×(66−50)/(75−50)＝191720 MPa＝1.92×105 MPa
k：モデルのばね定数（kg/s2）
k＝(3・E・Im)/( 1＋ 2)3
k＝(3×1.92×105×103×1.34914×105)/(30＋102)3＝3.37876×107 kg/s2
以上より，
f＝1/2π･√(3.37876×107/(3.95))＝465.479 Hz＝465 Hz
T＝1/465＝0.00215 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-2-10-2-6-3 緊急用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
6.9.1-(3)-c-3以上より，
Wd1＝m・g＝3.95×9.80665＝38.7362 N
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)-c-4

(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 3-2-5-3
緊急用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）
2

＝1030

g：重力加速度（m/s ）＝9.80665

h：津波荷重水位（m）＝12.0（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）
：抗力係数

＝2.01

U：流速（m/s）

＝2.0

CD

以上より，
Pt

＝（1030×9.80665×12.0＋1/2×2.01×1030×2.02）/106＝0.125350 MPa

6.9.1-(3)-c-5

(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）＝0.125350
図 6.9.1-(3)-c-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)-c-3 緊急用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)-c-6

圧縮応力 σt1＝（0.125350×1.100×103）/（1.100×103）＝0.125350 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）＝0.125350
図 6.9.1-(3)-c-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)-c-7

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)-c-4 緊急用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＝（0.125350×38.48）/（34.21）＝0.140995 MPa＝1 MPa

6.9.1-(3)-c-8

(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）＝0.125350
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)-c-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)-c-5 緊急用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)-c-9

基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力 σt3＝（0.125350×1.708×103）/（2.011×102×4）＝0.266158 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＝0.125350（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 0.2（MPa）とする。

6.9.1-(3)-c-10

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-2-10-2-6-3 緊急用
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，緊急用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，緊急用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」に示す緊急用海水ポンプピット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)-c-1 に示す。
表 6.9.1-(3)-c-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

緊急用海水ポン

水平方向ＣＨ1.50

鉛直方向ＣＶ

0.65

プピット
EL. 0.800＊2

注記 ＊1：緊急用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)-c-11

(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＝0.65m：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＝3.95×0.65×9.80665＝25.1785 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＝1.50m ：弁の質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH1 ＝3.95×1.50×9.80665＝58.1044 N
M1 ＝58.1044×132＝7669.78 N･mm

6.9.1-(3)-c-12

(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＝0.65
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＝0.05×0.65×9.80665＝0.318716 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＝1.50
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 ＝0.05×1.50×9.80665＝0.735498 N
M2 ＝0.735498×102＝75.0207 N･mm

6.9.1-(3)-c-13

(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)-c-14

(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）＝25.1785
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＋25.1785）/（1.100×103）＝0.0581042 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）＝7669.78
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＝（7669.78×(75/2)）/(6.76915×105)＝0.424893 MPa＝1 MPa
組合せ応力 σV1＋σH1＝1＋1＝2 MPa

6.9.1-(3)-c-15

(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）＝0.318716
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＋0.318716）/34.21＝0.0236494 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）＝75.0207
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＝(75.0207×(6.6/2))/(93.1420)＝2.65796 MPa＝3 MPa
組合せ応力 σV2＋σH2＝1＋3＝4 MPa(a-3) 基礎ボルトの発生応力
鉛直方向地震荷重による引張応力は，鉛直方向の設計震度が 1 以下のため，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)-c-16

τ3＝

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）＝58.1044
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＝58.1044/（2.011×102×4）＝0.0722332 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）＝58.1044
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＝（58.1044×132）/（145×2.011×102）＝0.263028 MPa＝1 MPa
基礎ボルトの引張応力 σbH＝1 MPa

6.9.1-(3)-c-17

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 32-5-3

緊急用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
緊急用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，緊急用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」に示す緊急用海水ポンプピット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。緊急用海水ポンプ室床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)-c-2 に示す。
表 6.9.1-(3)-c-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

余震による設計震度＊1

及び床面高さ（EL.m）

弾性設計用地震動
Ｓｄ−Ｄ1

緊急用海水ポンプ

水平方向ＣＨＳｄ0.64

鉛直方向ＣＶＳｄ0.28

ピット
EL. 0.800＊2

注記 ＊1：緊急用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)-c-18

(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＝0.28
m1：弁の全質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV1＝3.95×0.28×9.80665＝10.8461 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＝0.64
m1 ：弁の質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH1 ＝3.95×0.64×9.80665＝24.7912 N
M1 ＝24.7912×132＝3272.43 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＝0.28
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＝0.05×0.28×9.80665＝0.137293 N
6.9.1-(3)-c-19

(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＝0.64
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 ＝0.05×0.64×9.80665＝0.313812 N
M2 ＝0.313812×102＝32.0088 N･mm

6.9.1-(3)-c-20

(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)-c-21

(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）＝0.125350
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＝（0.125350×1.100×103）/（1.100×103）＝0.125350 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）＝3272.43
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＝（3272.43×（75/2））/(6.76915×105)＝0.181287 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）＝0.125350
6.9.1-(3)-c-22

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＝（0.125350×38.48）/34.21＝0.140995 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）＝32.0088
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＝（32.0088×(6.6/2））/93.1420＝1.13406 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）＝0.125350
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＝（0.125350×1.708×103）/（201.1×4）＝0.266158 MPa＝1 MPa

6.9.1-(3)-c-23

τ3＝

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）＝24.7912
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＝（24.7912）/（201.1×4）＝0.0308194 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）＝24.7912
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＝（24.7912×132）/（145×201.1）＝0.1122254 MPa＝1 MPa
基礎ボルトの引張応力 σV3＋σV4＝1＋1＝2 MPa

6.9.1-(3)-c-24

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
3-2-5-3

緊急用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）

＝12.0

：抗力係数

＝2.01

U：流速（m/s）

＝2.0

CD

以上より，
Pt

＝（1030×9.80665×12.0＋1/2×2.01×1030×2.02）/106＝0.125350 MPa

6.9.1-(3)-c-25

(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）＝0.125350
図 6.9.1-(3)-c-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)-c-6 緊急用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)-c-26

圧縮応力 σt1＝（0.125350×1.100×103）/（1.100×103）＝0.125350 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）＝0.125350
図 6.9.1-(3)-c-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)-c-27

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)-c-7 緊急用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＝（0.125350×38.48）/（34.21）＝0.140995 MPa＝1 MPa

6.9.1-(3)-c-28

(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）＝0.125350
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)-c-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)-c-8 緊急用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)-c-29

基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力 σt3＝（0.125350×1.708×103）/（2.011×102×4）＝0.266158 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＝0.125350（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 0.2（MPa）とする。

6.9.1-(3)-c-30

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 3-2-5-3 緊急用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)-c-31

(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＝0.28
m1：弁の全質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV1＝3.95×0.28×9.80665＝10.8461 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＝0.64
m1 ：弁の質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH1 ＝3.95×0.64×9.80665＝24.7912 N
M1 ＝24.7912×132＝3272.43 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＝0.28
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＝0.05×0.28×9.80665＝0.137293 N
6.9.1-(3)-c-32

(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＝0.64
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 ＝0.05×0.64×9.80665＝0.313812 N
M2 ＝0.313812×102＝32.0088 N･mm

6.9.1-(3)-c-33

(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)-c-34

(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）＝0.125350
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＝（（0.125350×1.100×103）/（1.100×103）＝0.125350 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）＝3272.43
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＝（3272.43×（75/2））/(6.76915×105)＝0.181287 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）＝0.125350
6.9.1-(3)-c-35

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＝（0.125350×38.48）/34.21＝0.140995 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）＝32.0088
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＝（32.0088×(6.6/2））/93.1420＝1.13406 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）＝0.125350
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＝（0.125350×1.708×103）/（201.1×4）＝0.266158 MPa＝1 MPa

6.9.1-(3)-c-36

τ3＝

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）＝24.7912
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＝（24.7912）/（201.1×4）＝0.0308194 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）＝24.7912
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＝（24.7912×132）/（145×201.1）＝0.1122254 MPa＝1 MPa
基礎ボルトの引張応力 σV3＋σV4＝1＋1＝2 MPa

6.9.1-(3)-c-37

(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 66℃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)×(66−40)/(75−40)＝108.771＝108MPa(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＝1.2×108＝129 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＝1.2×108＝129 MPa6.9.1-(3)-c-38

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 66℃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 66℃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)×(66−40)/(75−40)＝188.657＝188MPa
温度 66℃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)×(66−40)/(75−40)＝479.885＝479MPa
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
F ＝min〔1.35・Sy，0.7・Su，Sy（RT）〕

許容応力算定用基準値＝min〔1.35×188，0.7×479，205〕＝min〔253，335，205〕＝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)-c-39

(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)-c-40

(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)-c-3 に示す。
表 6.9.1-(3)- c-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

129

OK

フロートガイド

圧縮

1

129

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)-c-4 に示す。

表 6.9.1-(3)-c-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

129

OK

1

129

OK

組合せ

2

129

OK

引張

1

129

OK

曲げ

3

129

OK

組合せ＊1

4

129

OK

引張＊2

1

153＊3

OK

せん断

1

117

OK

評価応力
引張

弁本体

曲げ
＊1

フロートガイド

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)-c-41

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)-c-5 に示す。
表 6.9.1-(3)-c-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

発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

圧縮

1

129

OK

曲げ

1

129

OK

組合せ＊1

2

129

OK

圧縮

1

129

OK

曲げ

2

129

OK

組合せ＊1

3

129

OK

引張＊2

2

153＊3

OK

せん断

1

117

OK

評価応力

弁本体

フロートガイド

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)-c-6 に示す。
表 6.9.1-(3)-c-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

129

OK

フロートガイド

圧縮

1

129

OK

基礎ボルト

引張

1

153

OK

部位

評価応力

弁本体

6.9.1-(3)-c-42

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)-c-7 に示す。
表 6.9.1-(3)-c-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

129

OK

1

129

OK

組合せ

2

129

OK

圧縮

1

129

OK

2

129

OK

組合せ

3

129

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
＊1

フロートガイド

曲げ
＊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)-c-43

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(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-2-10-2-6-4 緊急用海水ポン
プ室床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)-d-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)-d-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，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

2

6.9.1-(3)-d-1

は図 6.9.1-(3)-d-1 からそれぞれ以下のとおりとする。
：モデル化に用いる弁本体の長さ（mm）＝30

1：モデル化に用いるフロートガイドの長さ（mm）＝102

2

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)-d-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)-d-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)-d-2

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）＝1.92×105
JSME

S

NC1-2005/2007

付録材料図表Part6 表 1 を用いて計算する。温度 66 ℃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 50 ℃の縦弾性係数 193000 MPa と，温度 75 ℃の縦弾性係数
191000 MPa より，比例法を用いて計算する。
193000＋(191000−193000)×(66−50)/(75−50)＝191720 MPa＝1.92×105 MPa
k：モデルのばね定数（kg/s2）
k＝(3・E・Im)/( 1＋ 2)3
k＝(3×1.92×105×103×1.34914×105)/(30＋102)3＝3.37876×107 kg/s2
以上より，
f＝1/2π･√(3.37876×107/(3.95))＝465.479 Hz＝465 Hz
T＝1/465＝0.00215 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-2-10-2-6-4 緊急用海水ポンプ室床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
6.9.1-(3)-d-3以上より，
Wd1＝m・g＝3.95×9.80665＝38.7362 N
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)-d-4

(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 3-2-5-4
緊急用海水ポンプ室床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）＝12.0（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）
：抗力係数

＝2.01

U：流速（m/s）

＝2.0

CD

以上より，
Pt

＝（1030×9.80665×12.0＋1/2×2.01×1030×2.02）/106＝0.125350 MPa

6.9.1-(3)-d-5

(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）＝0.125350
図 6.9.1-(3)-d-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

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)-d-3 緊急用海水ポンプ室床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)-d-6

圧縮応力 σt1＝（0.125350×1.100×103）/（1.100×103）＝0.125350 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）＝0.125350
図 6.9.1-(3)-d-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)-d-7

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)-d-4 緊急用海水ポンプ室床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＝（0.125350×38.48）/（34.21）＝0.140995 MPa＝1 MPa

6.9.1-(3)-d-8

(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）＝0.125350
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)-d-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)-d-5 緊急用海水ポンプ室床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)-d-9基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力 σt3＝（0.125350×1.708×103）/（2.011×102×4）＝0.266158 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＝0.125350（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 0.2（MPa）とする。

6.9.1-(3)-d-10

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-2-10-2-6-4 緊急用
海水ポンプ室床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，緊急用海水ポンプ室床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，緊急用海水ポンプ室床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」に示す緊急用海水ポンプピット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)-d-1 に示す。
表 6.9.1-(3)-d-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

緊急用海水ポン

水平方向ＣＨ1.50

鉛直方向ＣＶ

0.65

プピット
EL. 0.800＊2

注記 ＊1：緊急用海水ポンプ室床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)-d-11

(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＝0.65m：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＝3.95×0.65×9.80665＝25.1785 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＝1.50m ：弁の質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH1 ＝3.95×1.50×9.80665＝58.1044 N
M1 ＝58.1044×132＝7669.78 N･mm

6.9.1-(3)-d-12

(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＝0.65
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＝0.05×0.65×9.80665＝0.318716 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＝1.50
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 ＝0.05×1.50×9.80665＝0.735498 N
M2 ＝0.735498×102＝75.0207 N･mm

6.9.1-(3)-d-13

(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)-d-14

(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）＝25.1785
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＋25.1785）/（1.100×103）＝0.0581042 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）＝7669.78
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＝（7669.78×(75/2)）/(6.76915×105)＝0.424893 MPa＝1 MPa
組合せ応力 σV1＋σH1＝1＋1＝2 MPa

6.9.1-(3)-d-15

(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）＝0.318716
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＋0.318716）/34.21＝0.0236494 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）＝75.0207
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＝(75.0207×(6.6/2))/(93.1420)＝2.65796 MPa＝3 MPa
組合せ応力 σV2＋σH2＝1＋3＝4 MPa(a-3) 基礎ボルトの発生応力
鉛直方向地震荷重による引張応力は，鉛直方向の設計震度が 1 以下のため，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)-d-16

τ3＝

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）＝58.1044
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＝58.1044/（2.011×102×4）＝0.0722332 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）＝58.1044
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＝（58.1044×132）/（145×2.011×102）＝0.263028 MPa＝1 MPa
基礎ボルトの引張応力 σbH＝1 MPa

6.9.1-(3)-d-17

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 32-5-4

緊急用海水ポンプ室床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
緊急用海水ポンプ室床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，緊急用海水ポンプ室床ドレン排出口逆止弁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」に示す緊急用海水ポンプピット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。緊急用海水ポンプ室床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)-d-2 に示す。
表 6.9.1-(3)-d-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

余震による設計震度＊1

及び床面高さ（m）

弾性設計用地震動
Ｓｄ−Ｄ1

緊急用海水ポンプ

水平方向ＣＨＳｄ0.64

鉛直方向ＣＶＳｄ0.28

ピット
EL. 0.800＊2

注記 ＊1：緊急用海水ポンプ室床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)-d-18

(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＝0.28
m1：弁の全質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV1＝3.95×0.28×9.80665＝10.8461 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＝0.64
m1 ：弁の質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH1 ＝3.95×0.64×9.80665＝24.7912 N
M1 ＝24.7912×132＝3272.43 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＝0.28
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＝0.05×0.28×9.80665＝0.137293 N
6.9.1-(3)-d-19

(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＝0.64
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 ＝0.05×0.64×9.80665＝0.313812 N
M2 ＝0.313812×102＝32.0088 N･mm

6.9.1-(3)-d-20

(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)-d-21

(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）＝0.125350
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＝（0.125350×1.100×103）/（1.100×103）＝0.125350 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）＝3272.43
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＝（3272.43×（75/2））/(6.76915×105)＝0.181287 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）＝0.125350
6.9.1-(3)-d-22

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＝（0.125350×38.48）/34.21＝0.140995 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）＝32.0088
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＝（32.0088×(6.6/2））/93.1420＝1.13406 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）＝0.125350
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＝（0.125350×1.708×103）/（201.1×4）＝0.266158 MPa＝1 MPa

6.9.1-(3)-d-23

τ3＝

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）＝24.7912
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＝（24.7912）/（201.1×4）＝0.0308194 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）＝24.7912
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＝（24.7912×132）/（145×201.1）＝0.1122254 MPa＝1 MPa
基礎ボルトの引張応力 σV3＋σV4＝1＋1＝2 MPa

6.9.1-(3)-d-24

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
3-2-5-4

緊急用海水ポンプ室床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）

＝12.0

：抗力係数

＝2.01

U：流速（m/s）

＝2.0

CD

以上より，
Pt

＝（1030×9.80665×12.0＋1/2×2.01×1030×2.02）/106＝0.125350 MPa

6.9.1-(3)-d-25

(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）＝0.125350
図 6.9.1-(3)-d-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)-d-6 緊急用海水ポンプ室床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)-d-26

圧縮応力 σt1＝（0.125350×1.100×103）/（1.100×103）＝0.125350 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）＝0.125350
図 6.9.1-(3)-d-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)-d-27

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)-d-7 緊急用海水ポンプ室床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＝（0.125350×38.48）/（34.21）＝0.140995 MPa＝1 MPa

6.9.1-(3)-d-28

(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）＝0.125350
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)-d-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)-d-8 緊急用海水ポンプ室床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)-d-29

基礎ボルト 1 本当たりのねじ部に加わる引張応力 σt3＝（0.125350×1.708×103）/（2.011×102×4）＝0.266158 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＝0.125350（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 0.2（MPa）とする。

6.9.1-(3)-d-30

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 3-2-5-4 緊急用海水ポンプ室床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)-d-31

(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＝0.28
m1：弁の全質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FV1＝3.95×0.28×9.80665＝10.8461 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＝0.64
m1 ：弁の質量（kg）＝3.95
g：重力加速度（m/s2） ＝9.80665
FH1 ＝3.95×0.64×9.80665＝24.7912 N
M1 ＝24.7912×132＝3272.43 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＝0.28
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＝0.05×0.28×9.80665＝0.137293 N
6.9.1-(3)-d-32

(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＝0.64
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 ＝0.05×0.64×9.80665＝0.313812 N
M2 ＝0.313812×102＝32.0088 N･mm

6.9.1-(3)-d-33

(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)-d-34

(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）＝0.125350
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＝（（0.125350×1.100×103）/（1.100×103）＝0.125350 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）＝3272.43
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＝（3272.43×（75/2））/(6.76915×105)＝0.181287 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）＝0.125350
6.9.1-(3)-d-35

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＝（0.125350×38.48）/34.21＝0.140995 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）＝32.0088
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＝（32.0088×(6.6/2））/93.1420＝1.13406 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）＝0.125350
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＝（0.125350×1.708×103）/（201.1×4）＝0.266158 MPa＝1 MPa

6.9.1-(3)-d-36

τ3＝

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）＝24.7912
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＝（24.7912）/（201.1×4）＝0.0308194 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）＝24.7912
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＝（24.7912×132）/（145×201.1）＝0.1122254 MPa＝1 MPa
基礎ボルトの引張応力 σV3＋σV4＝1＋1＝2 MPa

6.9.1-(3)-d-37

(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 66℃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)×(66−40)/(75−40)＝108.771＝108MPa(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＝1.2×108＝129 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＝1.2×108＝129 MPa6.9.1-(3)-d-38

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 66℃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 66℃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)×(66−40)/(75−40)＝188.657＝188MPa
温度 66℃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)×(66−40)/(75−40)＝479.885＝479MPa
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
F ＝min〔1.35・Sy，0.7・Su，Sy（RT）〕

許容応力算定用基準値＝min〔1.35×188，0.7×479，205〕＝min〔253，335，205〕＝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)-d-39

(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)-d-40

(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)-d-3 に示す。
表 6.9.1-(3)-d-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

129

OK

フロートガイド

圧縮

1

129

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)-d-4 に示す。

表 6.9.1-(3)-d-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

129

OK

1

129

OK

組合せ

2

129

OK

引張

1

129

OK

曲げ

3

129

OK

組合せ＊1

4

129

OK

引張＊2

1

153＊3

OK

せん断

1

117

OK

評価応力
引張

弁本体

曲げ
＊1

フロートガイド

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)-d-41

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)-d-5 に示す。
表 6.9.1-(3)-d-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

発生応力

許容応力

判定

（MPa）

（MPa）

発生応力≦許容応力

圧縮

1

129

OK

曲げ

1

129

OK

組合せ＊1

2

129

OK

圧縮

1

129

OK

曲げ

2

129

OK

組合せ＊1

3

129

OK

引張＊2

2

153＊3

OK

せん断

1

117

OK

評価応力

弁本体

フロートガイド

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)-d-6 に示す。
表 6.9.1-(3)-d-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

129

OK

フロートガイド

圧縮

1

129

OK

基礎ボルト

引張

1

153

OK

部位

評価応力

弁本体

6.9.1-(3)-d-42

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)-d-7 に示す。
表 6.9.1-(3)-d-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

129

OK

1

129

OK

組合せ

2

129

OK

圧縮

1

129

OK

2

129

OK

組合せ

3

129

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
＊1

フロートガイド

曲げ
＊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)-d-43

(4) 貫通部止水処置の補足説明
a.

貫通部止水処置の設計に関する補足説明(a) 耐震性についての計算（防潮堤及び防潮扉下部貫通部止水処置）
イ．評価に用いる数値
貫通物として，最もモルタルに与える荷重が大きくなるものとして，以下の配管を
考慮する。
呼び径

：

250A

外径

：

267.4mm

厚さ

：

9.3mm

材料

：

SUS316LTP

内容物

：

海水

(イ) 貫通物の周長Ｓ250A の配管の周長は，配管の外径Ｄから次のとおり求める。
S

D
267.4
840.062[mm](ロ) 貫通物の投影面積ＡＰ
Ap

D L
267.4

1000

267400[mm 2 ](ハ) 貫通物の質量Ｗ・配管の質量：約 750 [kg]・内容物（海水）の質量：550834 [kg](267.4 9.3
4 10003

2)2

1030

11000

550.834[kg]

よって，貫通物の質量Ｗは，次のとおり。
（算出結果を安全側に丸める。
）
W

750 550.834
1300.83
1500[kg]

ロ．許容荷重許容荷重は、コンクリート標準示方書［構造性能照査編］2002 年（（社）土木学会）
により算出する。
(イ) モルタルの付着強度ｆ'ｂｏｋ
f 'bok

0.28 f 'ck 2 3 0.4
0.28

302 3

0.4

1.08135[MPa]6.9.1-(4)-1

(ロ) モルタルの許容付着荷重ｆｓ
fs

f 'bok S L
1.08135

C

840.0621.3

1000698770[N]698[kN](ハ) モルタルの許容付着荷重ｆｃ
fC

f 'ck A p

C

30

2674001.36170770[N]6170[kN]

ハ．荷重評価(イ) 貫通物の軸方向荷重として作用する水平反力ＦＨ１
FH1

W g CH
1500

9.80665

0.8212062.2[N]（ロ) 貫通物の軸直方向荷重として水平方向の震度により作用する水平反力ＦＨ２
FH2

W g CH
1500

9.80665

0.8212062.2[N](ハ) 貫通物の軸直方向荷重として鉛直方向の震度により作用する鉛直反力ＦＶ
ｗ

/2

/2

＝11000（配管長さ）

w

W g (1

CV )

1500

FV

9.80665 (1 0.56)
11000
2.08614[N / mm]
5
w
4
2
5
11000
2.086144214342.2[N]6.9.1-(4)-2

(ニ) 貫通物の反力によりモルタルに生じるせん断荷重ＦＳ
Fs

FH1
12062.2[N](ホ) 貫通物の反力によりモルタルに生じるせん断荷重ＦＣ
FC

FH22

FV 2

12062.22 14342.22
18740.2[N](ヘ) モルタルに生じる合計せん断荷重ＦＳｔｏｔａｌ
FStotalFS
12062.2[N]13[kN](ト) モルタル部に生じる合計圧縮荷重ＦＣｔｏｔａｌ
FCtotalFC
18740.2[N]19[kN]

ニ．結果
貫通部止水処置の評価箇所に発生する荷重は全て許容限界を満足することを確認した。

発生荷重（kN）

許容限界（kN）

判定

せん断

13

698

OK

圧縮

19

6170

OK

(b) 強度計算（防潮堤及び防潮扉下部貫通部止水処置）
イ．評価に用いる数値
貫通物として，最もモルタルに与える荷重が大きくなるものとして，以下の配管を
考慮する。
呼び径

：

250A

外径

：

267.4mm

厚さ

：

9.3mm

材料

：

SUS316LTP

内容物

：

海水

また，貫通部のスリーブについては，250A の貫通物（配管）を貫通させるスリーブとして 500A（外径：508.0mm）を考慮する。

6.9.1-(4)-3

(イ) 貫通物の周長Ｓ250A の配管の周長は，配管の外径Ｄから次のとおり求める。
S

D
267.4
840.062[mm](ロ) 貫通物の投影面積ＡＰ
Ap

D L
267.4

1000

267400[mm 2 ](ハ) 貫通物の質量Ｗ・配管の質量：約 750 [kg]・内容物（海水）の質量：550.834 [kg](267.4 9.3
4 100032)1030

550.834[kg]

よって，貫通物の質量Ｗは，次のとおり。
（算出結果を安全側に丸める。
）
W

750 550.834
1300.83
1500[kg](ニ) モルタルが水圧を受ける面積（受圧面積）ＡA'=

π×508.022
4202683[mm 2 ](ホ) 貫通部における浸水深さ h
防潮堤及び防潮扉下部貫通部の浸水深さは，防潮堤前面において最も津波高さが大きくなる防潮堤東側前面の津波高さから波力を含めた水頭圧として求める。
①

基準津波
H

②

h
2
17.9
3
2
26.85
26.9[m]3

敷地に遡上する津波
H

h
2
24.0
3
2
36.0[m]3

6.9.1-(4)-4

ロ．許容限界
許容限界は、コンクリート標準示方書［構造性能照査編］（（社）土木学会）により算出する。
(イ) モルタルの付着強度ｆ'ｂｏｋ
0.28 f 'ck 2 3 0.4

f 'bok

0.28 302 3 0.4
1.08135[MPa](ロ) モルタルの許容付着荷重ｆｓ
fs

f 'bok S L
1.08135

C

840.0621.3

1000698770[N]698[kN]ハ．荷重評価(イ) 遡上津波荷重 Pt
①

基準津波
Pt

ρ g

H

1030

9.8066526.9271713[Pa]②

敷地に遡上する津波
Pt

ρ g

H

1030

9.8066536.0363631[Pa](ロ) 余震に伴う水平方向動水圧Ｐｄ
①

基準津波
Pd

②

7
ρ CH g H
871.01030 0.41
897477.0[Pa]β9.8066526.9

9.80665

36.0

敷地に遡上する津波
Pd

7
ρ CH g H
871.01030 0.418130452[Pa]β6.9.1-(4)-5

(ハ) 壁貫通配管等の軸方向荷重として作用する水平反力ＦＨ１
FH＝W・g・CH＝1500×9.80665×0.41＝6031.09[N](ニ) 貫通物の反力により生じるせん断荷重ＦＳ
FS＝FH＝6031.09[N](ホ) モルタル部に発生する合計せん断荷重ＦＳｔｏｔａｌ①

基準津波
FStotalFS(Pt

6031.09Pd ) A '(27171397477.0)20268310002

80860.2[N]81[kN]②

敷地に遡上する津波
FStotalFS

6031.09(Pt

Pd ) A '(363631130452)20268310002

106173[N]107[kN]

ニ．結果
貫通部止水処置の評価箇所に発生する荷重は全て許容限界を満足することを確認し
た。

津波の種類
基準津波

発生荷重（kN）
せん断荷重（付着荷重）

敷地に遡上する

せん断荷重

津波（付着荷重）

許容荷重（kN）

判定

81

698

OK

107

698

OK

6.9.1-(4)-6

(b) 強度計算（海水ポンプ室等貫通部止水処置）
イ．評価に用いる数値
貫通物として，最もモルタルに与える荷重が大きくなるものとして，以下の配管を
考慮する。
呼び径

：

500A

外径

：

508.0mm

厚さ

：

9.5mm

材料

：

炭素鋼

内容物

：

海水

また，貫通部のスリーブについては，500A の貫通物（配管）を貫通させるスリーブとして 650A（外径：660.4mm）を考慮する。
(イ) 貫通物の周長Ｓ500A の配管の周長は，配管の外径Ｄから次のとおり求める。
S

D
508.0
1595.93[mm](ロ) 貫通物の質量Ｗ・配管の質量：約 950 [kg]・内容物（海水）の質量：1547.51 [kg](508.0 9.5
4 10003

2)2

1030

8000

1547.51[kg]

よって，貫通物の質量Ｗは，次のとおり。
（算出結果を安全側に丸める。
）
W

950 1547.51
2497.51
2500[kg](ハ) モルタルが水圧を受ける面積（受圧面積）Ａ'A'=

π×660.424342534 [mm 2 ](ニ) 貫通部位置における浸水深さｈ①

基準津波
浸水面高さから最地下階床面高さまでの水位とする。
・浸水面高さ＝T.P.＋8.2［m］
・最地下階床面高さ＝EL.−4.0［m］
よって，以下のとおり。
h＝8.2−（−4.0）＝12.2［m］

6.9.1-(4)-7

②

敷地に遡上する津波
浸水面高さから最地下階床面高さまでの水位とする。
・浸水面高さ＝T.P.＋9.2［m］
・最地下階床面高さ＝EL.-4.0［m］
よって，以下のとおり。
h＝9.2−（−4.0）＝13.2［m］

ロ．許容限界
許容限界は、コンクリート標準示方書［構造性能照査編］（（社）土木学会）により算出する。
(イ) モルタルの付着強度ｆ'ｂｏｋ
0.28 f 'ck 2 3 0.4

f 'bok

0.28 302 3 0.4
1.08135[MPa](ロ) モルタルの許容付着荷重ｆｓ
fs

f 'bok S L

C

1.08135

1595.931.31593010[N]1593[kN]

1200

ハ．荷重の評価(イ) 遡上津波荷重 Pt
①

基準津波
Pt

ρ g h
1030

9.80665

12.2

123230[Pa]②

敷地に遡上する津波
Pt

ρ g h
1030

9.8066513.2

133331[Pa](ロ) 余震に伴う水平方向動水圧Ｐｄ
①

基準津波
Pd

7
ρ CH g h871.01030 0.27
829113.2[Pa]β9.80665

6.9.1-(4)-8

12.2

②

敷地に遡上する津波
7
ρ CH g h871.01030 0.27
831499.5[Pa]Pdβ9.80665

13.2(ハ) 壁貫通配管等の軸方向荷重として作用する水平反力ＦＨ１
FH＝W・g・CH＝1500×9.80665×0.27＝6619.49 [N](ニ) 貫通物の反力により生じるせん断荷重ＦＳ
FS＝FH＝6619.49 [N](ホ) モルタル部に発生する合計せん断荷重ＦＳｔｏｔａｌ①

基準津波
FStotalFS(Pt

6619.49

Pd ) A '(123230

29113.2)

34253410002

58802.2[N]59[kN]②

敷地に遡上する津波
FStotalFS

6619.49(Pt

Pd ) A '(13333131499.5)34253410002

63079.5[N]64 [kN](ヘ) シール材又はブーツに発生する合計圧力Ｐｔｏｔａｌ①

基準津波
PtotalPh

Pd123230 29113.2
152343 [Pa]0.16 [MPa]②

敷地に遡上する津波
PtotalPh

Pd133331 31499.5
164831 [Pa]0.17 [MPa]6.9.1-(4)-9

ニ．結果
貫通部止水処置の評価箇所に発生する荷重は全て許容限界を満足することを確認し
た。

津波の種類
基準津波

発生荷重（kN）
せん断荷重（付着荷重）

許容荷重（kN）

判定

59

1593

OK

64

1593

OK

敷地に遡上する

せん断荷重

津波（付着荷重）

津波の種類

評価部位

発生圧力（MPa）

許容圧力（MPa）

判定

シール材

0.16

0.82

OK

ブーツ

0.16

0.20

OK

敷地に遡上する

シール材

0.17

0.82

OK

津波

ブーツ

0.17

0.20

OK

基準津波

6.9.1-(4)-10

6.9.2 逆止弁を構成する各部材の評価及び機能保持の確認方法について(1) 概要浸水防護設備のうち，海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁，取水ピット空気抜き配管
逆止弁，緊急用海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁及び緊急用海水ポンプ室床ドレン
排出口逆止弁（以下「逆止弁」という。
）については，添付書類「Ⅴ-2-10-2-6 逆止弁の耐震性についての計算書」及び添付書類「Ⅴ-3-別添 3-2-5 逆止弁の強度計算書」において，構成する各部材の弱部に対しての評価を示している。本資料では、逆止弁を構成する部材全てを評価し，逆止弁としての性能目標を満足することを確認する。
(2) 評価方針
逆止弁の性能目標としては，地震後，津波後の再使用性や津波の繰返しの作用を想定し，部材がおおむね弾性状態にとどまることとし，止水機能を喪失しない設計としている。
以上に示した性能目標を満足していることを確認する方法として，加振試験，水圧試験及び漏えい試験を実施し，各部材の構造強度健全性及び弁座部の止水性を確認することにより止水機能が保持されていることを確認する方針とする。
具体的には，地震後，津波後の再使用性や津波の繰返しの作用を想定した止水機能保持確認として，次に示す試験にて確認する方針とする。
地震を想定して，加振試験を実施し，各部材の構造強度健全性を確認する。また，津波を想定して，加振試験後に水圧試験及び漏えい試験を実施し，各部材の構造強度健全性及び弁座部の止水性を確認する。
表 6.9.2-1 及び表 6.9.2-2 に止水機能保持確認方針として，逆止弁の種類毎に，各部材の限界状態と評価内容を示す。また，図 6.9.2-1 及び図 6.9.2-2 に逆止弁の構造を示す。なお，「逆止弁（N-VF1-P-F）」は海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁，緊急用海水ポンプ
グランドドレン排出口逆止弁及び緊急用海水ポンプ室床ドレン排出口逆止弁が該当し，「逆止弁（N-VA4）」は取水ピット空気抜き配管逆止弁が該当する。

6.9.2-1

表 6.9.2-1 逆止弁（N-VF1-P-F）止水機能保持確認方針
部材

限界状態

評価内容
・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。

弁本体

変形，損傷

・加振試験後に水圧試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。
・弱部の評価対象部材＊・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。

フロート

変形，損傷

・加振試験後に水圧試験を実施し，構造強度健全性を漏えい確認することにより，止水機能保持を確認する。
・加振試験後に漏えい試験を実施し，弁座部の止水性を確認することにより，止水機能保持を確認する。
・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。

弁座

変形，損傷

・加振試験後に水圧試験を実施し，構造強度健全性を漏えい確認することにより，止水機能保持を確認する。
・加振試験後に漏えい試験を実施し，弁座部の止水性を確認することにより，止水機能保持を確認する。

弁座押え
弁座押え
取付ボルト

変形，損傷

変形，損傷，緩み・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。
・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。
・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認すること

変形，損傷により，止水機能保持を確認する。
・弱部の評価対象部材＊

フロートガイド・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認すること
変形，損傷，緩みにより，止水機能保持を確認する。
（本体への取付けねじ部）
・弱部の評価対象部材＊

フロート保持板
フロート保持板
取付ナット
＊

変形，損傷

変形，損傷，緩み

添付書類「Ⅴ-2-10-2-6・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。
・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。

逆止弁の耐震性についての計算書」及び添付書類「Ⅴ-3-別添 3-6 逆止弁の強度計算書」の弱部としての評価部材

6.9.2-2

加振試験時の固定箇所

弁本体

呼び径：80A

フロート

弁座押え取付ボルト

フロートガイド

弁座押え弁座

フロート保持板取付ナット

フロート保持板
図 6.9.2-1 逆止弁（N-VF1-P-F）構造図

6.9.2-3

表 6.9.2-2 逆止弁（N-VA4）止水機能保持確認方針（1／2）
部材

限界状態

評価内容
・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。

弁本体

変形，損傷

・加振試験後に水圧試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。
・弱部の評価対象部材＊・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。

弁蓋

変形，損傷

・加振試験後に水圧試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。
・弱部の評価対象部材＊・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認すること

弁蓋取付ボルト

変形，損傷，緩みにより，止水機能保持を確認する。
・加振試験後に水圧試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。
・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。

フロート

変形，損傷

・加振試験後に水圧試験を実施し，構造強度健全性を漏えい確認することにより，止水機能保持を確認する。
・加振試験後に漏えい試験を実施し，弁座部の止水性を確認することにより，止水機能保持を確認する。
・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。

弁座

変形，損傷

・加振試験後に水圧試験を実施し，構造強度健全性を漏えい確認することにより，止水機能保持を確認する。
・加振試験後に漏えい試験を実施し，弁座部の止水性を確認することにより，止水機能保持を確認する。

弁座押え

変形，損傷

弁座押え取付ねじ

変形，損傷，緩み＊

添付書類「Ⅴ-2-10-2-6・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。
・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。

逆止弁の耐震性についての計算書」及び添付書類「Ⅴ-3-別添 3-6 逆止弁の強度計算書」の弱部としての評価部材

6.9.2-4

表 6.9.2-2 逆止弁（N-VA4）止水機能保持確認方針（2／2）
部材

限界状態

評価内容
・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認すること

フロートガイド

変形，損傷により，止水機能保持を確認する。
・弱部の評価対象部材＊

スナップリング＊

変形，損傷

添付書類「Ⅴ-2-10-2-6・加振試験を実施し，構造強度健全性を確認することにより，止水機能保持を確認する。

逆止弁の耐震性についての計算書」及び添付書類「Ⅴ-3-別添 3-6 逆止弁の強度計算書」の弱部としての評価部材

弁蓋

弁蓋取付ボルト

スナップリング
弁本体
フロートガイド
弁座押え取付ねじ
フロート
弁座
弁座押え

呼び径：100A
加振試験時の固定箇所
図 6.9.2-2 逆止弁（N-VA4）構造図

6.9.2-5

(3) 評価方法
以下に示す条件にて試験を実施し，各試験毎に示す判定基準により評価する。
ａ．加振試験
基準地震動Ｓｓによる各逆止弁の設置箇所の設計震度＊を上回るものとして，「原子力発
電所耐震設計技術指針（ＪＥＡＧ ４６０１-1991 追補版）」に示される一般弁の機能確
認済加速度と同じ 6G（58.8m／s２）で加振する。
なお，加振試験を実施する前に，水平，鉛直方向それぞれについて，周波数 5〜50Hz の範囲で掃引試験を行い，周波数 5〜50Hz の範囲に固有振動数がなく，逆止弁が剛構造として加振試験を実施できることを確認する。
表 6.9.2-3 に加振試験の条件，方法及び判定基準を示す。
表 6.9.2-4 に加振試験装置の主要仕様，図 6.9.2-3 に加振試験装置の外観を示す。
加振試験時の固定箇所は，図 6.9.2-1 及び図 6.9.2-2 に示す。
表 6.9.2-3 加振試験の条件，方法及び判定基準
試験条件

試験方法

判定基準

・振動波形：正弦波

加振した後に，外観目視により機能に影響を及ぼす変形，損・最大加速度：水平 6G，鉛直 6G

各部材を確認する。

傷，緩みがないこと。

・周波数：30Hz

水平方向と鉛直方向毎に，それ・弁本体のフランジ部を剛構 ぞれで加振する。
造の冶具を介して，加振試験
装置に固定する。

表 6.9.2-4 加振試験装置主要仕様
仕様

項目

鉛直加振

水平加振

サイン波

54kN

54kN

ショック波

112kN

112kN

ランダム派

54kN

54kN

最大加速度

857m/s２

253m/s２

最大変位100mmP-P

100mmP-P

振動数範囲

5〜2600Hz

5〜1000Hz

最大積載量1000kg1000kg

振動台寸法φ446mm

1000mm×1000mm

最大加振力

6.9.2-6＊

各逆止弁設置箇所の設計震度は以下のとおり。
・海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁，取水ピット空気抜き配管逆止弁
水平方向：1.10，鉛直方向：1.03
・緊急用海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁，緊急用海水ポンプ室床ドレン排出口逆止弁
水平方向：1.50，鉛直方向：0.65

図 6.9.2-3 加振試験装置外観図

6.9.2-7

ｂ．水圧試験基準津波及び敷地に遡上する津波による各逆止弁の設置箇所の津波荷重水位に津波の突き上げ力を考慮した圧力＊を大きく上回る圧力として，2.0MPa 以上の水圧とする。
水圧の保持時間は，「発電用原子力設備規格 設計・建設規格（2005 年版（2007 年追補版含む））（ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１-2005／2007）」に示される耐圧試験に準じて，10 分間
以上とする。
また，水圧試験は，加振試験実施後に行うことを条件とする。
表 6.9.2-5 に水圧試験の条件，方法及び判定基準を示す。
表 6.9.2-5 水圧試験の条件，方法及び判定基準
試験条件

試験方法

判定基準

・試験圧力：2.0MPa 以上の水圧試験条件に示した圧力及び保 機能に影響を及ぼす変形，損傷・水圧保持時間：10 分間以上

持時間で加圧する。加圧後に外・加振試験後に実施

観目視により各部材を確認すがないこと。

る。

＊

津波荷重水位に津波の突き上げ力を考慮した圧力は，以下のとおり。
・海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁，取水ピット空気抜き配管逆止弁
基準津波：0.3MPa，敷地に遡上する津波：0.3MPa
・緊急用海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁，緊急用海水ポンプ室床ドレン排出口逆止弁
基準津波：0.2MPa，敷地に遡上する津波：0.2MPa
ｃ．漏えい試験基準津波及び敷地に遡上する津波による各逆止弁の設置箇所の津波荷重水位＊を上回る圧力として，0.3MPa 以上の水圧とする。
漏えい量を測定する時間は，メーカ実績より 1 分間以上とする。
また，漏えい試験は，加振試験実施後に行うことを条件とする。
判定基準は，外郭防護２の浸水量評価において，設定している許容漏えい量

L／min

以下とする。
表 6.9.2-6 に漏えい試験の条件，方法及び判定基準を示す。
表 6.9.2-6 漏えい試験の条件，方法及び判定基準
試験条件

試験方法

判定基準

・試験圧力：0.3MPa 以上の水圧試験条件に示した圧力及び時 許容漏えい量（

・漏えい量測定時間：1 分間以間で弁座部からの漏えい量を 下であること。

上

測定する。

・加振試験後に実施

6.9.2-8

L／min）以＊

津波荷重水位（圧力）は，以下のとおり。
・海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁，取水ピット空気抜き配管逆止弁
基準津波：0.22MPa，敷地に遡上する津波：0.26MPa
・緊急用海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁，緊急用海水ポンプ室床ドレン排出口逆止弁
基準津波：0.12MPa，敷地に遡上する津波：0.12MPa(4) 評価結果
以下に，加振試験，水圧試験及び漏えい試験の結果と止水機能保持の確認を示す。
ａ．加振試験
表 6.9.2-7 に逆止弁（N-VF1-P-F）の加振試験結果及び止水機能保持確認，表 6.9.2-8に逆止弁（N-VA4）の加振試験結果及び止水機能保持確認を示す。
なお，掃引試験により，周波数 5〜50Hz に逆止弁の固有振動数がないことを確認した。
表 6.9.2-7 逆止弁（N-VF1-P-F）の加振試験結果及び止水機能保持確認
部位

加振試験結果

弁本体

変形及び損傷なし

フロート

変形及び損傷なし

弁座

変形及び損傷なし

弁座押え

変形及び損傷なし

弁座押え取付ボルト

変形，損傷及び緩みなし

フロートガイド

変形，損傷及び緩みなし

フロート保持板

変形及び損傷なし

フロート保持板取付ナット

変形，損傷及び緩みなし

止水機能保持確認

止水機能は保持されている。

表 6.9.2-8 逆止弁（N-VA4）の加振試験結果及び止水機能保持確認
部位

加振試験結果

弁本体

変形及び損傷なし

弁蓋

変形及び損傷なし

弁蓋取付ボルト

変形，損傷及び緩みなし

フロート

変形及び損傷なし

弁座

変形及び損傷なし

弁座押え

変形及び損傷なし

弁座押え取付ねじ

変形，損傷及び緩みなし

フロートガイド

変形及び損傷なし

スナップリング

変形及び損傷なし

6.9.2-9

止水機能保持確認

止水機能は保持されている。

ｂ．水圧試験
表 6.9.2-9 に逆止弁（N-VF1-P-F）の水圧試験結果及び止水機能保持確認，表 6.9.2-10に逆止弁（N-VA4）の水圧試験結果及び止水機能保持確認を示す。
表 6.9.2-9 逆止弁（N-VF1-P-F）の水圧試験結果及び止水機能保持確認
部位

水圧試験結果

弁本体

変形及び損傷なし

フロート

変形及び損傷なし

弁座

変形及び損傷なし

止水機能保持確認

止水機能は保持されている。

表 6.9.2-10 逆止弁（N-VA4）の水圧試験結果及び止水機能保持確認
部位

水圧試験結果

弁本体

変形及び損傷なし

弁蓋

変形及び損傷なし

弁蓋取付ボルト

変形及び損傷なし

フロート

変形及び損傷なし

弁座

変形及び損傷なし

止水機能保持確認

止水機能は保持されている。

ｃ．漏えい試験
表 6.9.2-11 に逆止弁（N-VF1-P-F）の漏えい試験結果及び止水機能保持確認，表 6.9.212 に逆止弁（N-VA4）の漏えい試験結果及び止水機能保持確認を示す。
表 6.9.2-11 逆止弁（N-VF1-P-F）の漏えい試験結果及び止水機能保持確認
部位

漏えい試験結果

フロート

漏えいなし（0L／min）

弁座

漏えいなし（0L／min）

止水機能保持確認
止水機能は保持されている。

表 6.9.2-12 逆止弁（N-VA4）の漏えい試験結果及び止水機能保持確認
部位

漏えい試験結果

フロート

漏えいなし（0L／min）

弁座

漏えいなし（0L／min）

6.9.2-10

止水機能保持確認
止水機能は保持されている。

6.9.3 強度評価における津波荷重等の鉛直方向荷重の考え方について
浸水防止蓋，逆止弁及び水密ハッチのうち，構築物の床面又は上版に水平に設置する設備について，津波荷重等の鉛直方向に作用する荷重の考え方について，以下に示す。
(1) 設備の設置高さと突き上げ津波荷重の考え方について
津波が経路を経由して設備に波圧が作用する場合の津波荷重については，管路の形状，損失等をモデル化して解析を実施し，津波高さとして求める。
津波の荷重としては，
津波高さとして基準となる高さ（T.P.0m）からの水頭圧となるため，設備の設置高さにより作用する荷重が変化する。このため，安全側の評価となるように，以下に示すように突き上げ津波荷重を考慮する。
東海第二発電所の突き上げ津波荷重が作用する浸水防止設備は，表 6.9.3-1 に示される
ように，津波の基準となる高さより高い位置に設置される。このため，設備に作用する津波荷重（水頭圧）は，図 6.9.3-1 に示されるように津波高さと設備の設置高さの差となる。しかし，強度評価においては，安全側の評価となるように，基準高さからの津波高さを津波荷重として評価を実施する。
なお，設備を津波の基準となる高さより低い位置に設置する場合には，津波高さによる水頭圧に加えて，設備の設置高さと津波の基準となる高さの差の水頭圧を考慮する必要がある。このため，強度評価においては，津波高さに設備の設置高さと津波の基準となる高さの差分を加えて評価する。
表 6.9.3-1 突き上げ津波荷重が作用する浸水防止設備の設置高さ
経路

取水路

突き上げ津波荷重が作用する浸水防止設備

設置高さ

取水路点検用開口部浸水防止蓋

T.P.+3.3m

海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁

T.P.+0.8m

取水ピット空気抜き配管逆止弁

T.P.+0.8m

ＳＡ用海水ピット開口部浸水防止蓋

T.P.+7.3m

緊急用海水ポンプピット点検用開口部浸水防止蓋

T.P.+0.8m

緊急用海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁

T.P.+0.8m

緊急用海水ポンプ室床ドレン排出口逆止弁

T.P.+0.8m

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋

T.P.+3.5m

ＳＡ用海水ピット取水塔
海水引込み管
ＳＡ用海水ピット
ＳＡ用海水ピット取水塔
海水引込み管
ＳＡ用海水ピット
緊急用海水取水管
緊急用海水ポンプピット
放水路

6.9.3-1

津波高さ
HT
Ｃ

Ｂ

Ａ
津波の基準となる高さより高い位置に設置
HA①
津波の基準となる高さ（T.P.0m）
H0
津波の基準となる高さより低い位置に設置
HB

6.9.3-2②

Ａ：①に作用する水頭圧（HT-HA）
Ｂ：津波の基準となる高さより高い位置に設置する設備の評価で使用する水頭圧（HT-H0）
Ｃ：②に作用する水頭圧（HT-HB）
図 6.9.3-1 津波高さと設備の設置位置の関係

(2) 津波荷重が設備の下側から作用する場合の鉛直方向荷重の考え方について
構築物の床面又は上版に水平に設置する設備の鉛直方向に作用する荷重については，自重，
積雪荷重，
余震荷重及び津波荷重を組み合わせて評価を行う。
荷重の組合せについては，荷重が作用する向きを考慮し，安全側の評価となるように適切に組み合わせる。それぞれの荷重が作用する向きは表 6.9.3-2 及び図 6.9.3-2 に示される向きとなることから，津波荷重及び鉛直上向きの余震荷重を考慮し，自重，積雪荷重及び鉛直下向きの余震荷重は考慮しないこととする。ただし，余震の震度が 1G 以下となる場合は，余震荷重より自重の方が大きくなることから，余震による上向きの荷重が生じないため，鉛直上向きの余震荷重についても考慮しないこととする。
表 6.9.3-2 に設備に作用する鉛直方向荷重一覧，図 6.9.3-2 に設備に作用する鉛直方向
荷重の概念図を示す。
表 6.9.3-2 設備に作用する鉛直方向荷重一覧（津波荷重が設備の下側から作用する場合）
荷重の種類

荷重の向き

評価上の扱い①

自重

鉛直下向き（↓）

考慮しない

②

積雪荷重

鉛直下向き（↓）

考慮しない

鉛直上向き（↑）

考慮する

鉛直下向き（↓）

考慮しない

鉛直上向き（↑）

考慮する

③

余震荷重

④
⑤

津波荷重

②積雪荷重

備考

余震の震度が 1G 以下の場合は，考慮しな
い。

③余震荷重
積雪
設備

④余震荷重

①自重
⑤津波荷重

図 6.9.3-2 設備に作用する鉛直方向荷重の概念図（津波荷重が設備の下側から作用する場合）

6.9.3-3

(3) 津波荷重が設備の上側から作用する場合の鉛直方向荷重の考え方について
構築物の床面又は上版に水平に設置する設備の鉛直方向に作用する荷重については，自重，
積雪荷重，
余震荷重及び津波荷重を組み合わせて評価を行う。
荷重の組合せについては，荷重が作用する向きを考慮し，安全側の評価となるように適切に組み合わせる。それぞれの荷重が作用する向きは表 6.9.3-3 及び図 6.9.3-3 に示される向きとなることから，自重，積
雪荷重，津波荷重及び鉛直下向きの余震荷重を考慮し，鉛直上向きの余震荷重は考慮しないこととする。
表 6.9.3-3 設備に作用する鉛直方向荷重一覧（津波荷重が設備の上側から作用する場合（基礎ボルト，固定ボルト以外）
）
荷重の種類

荷重の向き

評価上の扱い①

自重

鉛直下向き（↓）

考慮する

②

積雪荷重

鉛直下向き（↓）

考慮する

鉛直上向き（↑）

考慮しない

鉛直下向き（↓）

考慮する

鉛直下向き（↓）

考慮する

③
④
⑤

余震荷重
津波荷重

備考

⑤津波荷重
②積雪荷重

③余震荷重
積雪
設備

④余震荷重

①自重

図 6.9.3-3 設備に作用する鉛直方向荷重の概念図（津波荷重が設備の上側から作用する場合（基礎ボルト，固定ボルト以外））

6.9.3-4

また，基礎ボルト及び固定ボルトの鉛直方向の荷重については，圧縮荷重となる方向には作用せず，引張荷重となる方向のみに作用する。このため，浸水防止蓋等の設備本体に鉛直
上向きの荷重が作用し，基礎ボルト及び固定ボルトに引張荷重が作用する場合について評価する。このときに、それぞれの荷重が作用する向きは表 6.9.3-4 及び図 6.9.3-4 に示される向きとなることを考慮して評価する。積雪荷重及び津波荷重については，基礎ボルト及び固定ボルトに引張力が作用する方向と反対となり，作用する条件により荷重が変化することから，安全側に評価するために考慮しないこととする。
したがって，自重と余震荷重を考慮して評価を実施する。余震の震度が 1G 以下となる場
合には，設備に上向きの荷重が作用しないため，基礎ボルト及び固定ボルトには引張荷重が作用しないことから評価を行わない。このため，余震の震度が 1G を超える場合にのみ，自重と余震荷重を考慮して評価することとする。なお，余震としてＳｄ−Ｄ１を考慮している
ため，Ｓｓの 1/2 となることから，耐震評価にて包絡できる条件となっている。
表 6.9.3-4 設備に作用する鉛直方向荷重一覧（津波荷重が設備の上側から作用する場合（基礎ボルト，固定ボルト））
荷重の種類

荷重の向き

評価上の扱い

備考
余震の震度が 1G 以下の場合には，基礎ボ①

自重

鉛直下向き（↓）

考慮する

ルト及び固定ボルトに引張荷重が作用しないため，評価を実施しない。

②

積雪荷重

鉛直下向き（↓）

考慮しない
余震の震度が 1G 以下の場合には，基礎ボ

③

余震荷重

④
⑤

津波荷重

鉛直上向き（↑）

考慮する

ルト及び固定ボルトに引張荷重が作用しないため，評価を実施しない。

鉛直下向き（↓）

考慮しない

鉛直下向き（↓）

考慮しない

⑤津波荷重
②積雪荷重

③余震荷重
積雪
設備

④余震荷重

①自重

図 6.9.3-4 設備に作用する鉛直方向荷重の概念図（津波荷重が設備の上側から作用する場合（基礎ボルト，固定ボルト））6.9.3-5