伊方３号の基準地震動は過小評価されている2015 年 12 月 20 日

大阪府立大学名誉教授

長沢 啓行

[要旨]

規制委員会もその誤りに気付かず，または，パブ

原子力規制委員会は 2015 年 7 月 15 日，四国電

リックコメント等で指摘されながら対応を不当に力の伊方 3 号の原子炉設置変更許可（いわゆる再サボタージュし続けていることを具体的に示した．

稼働認可）処分を行った．耐震設計の元になる基基準地震動は「震源を特定せず策定する地震動」

準地震動（水平方向）は，2013 年 7 月 8 日申請時と「震源を特定して策定する地震動」で構成されの 570 ガルから 650 ガルへ引上げられ，620 ガル

るため，それぞれに分けて詳述した．

の「2004 年北海道留萌支庁南部地震 M6.1 の解放（１）「震源を特定せず策定する地震動」として，基盤波」等が「震源を特定せず策定する地震動」「2004 年北海道留萌支庁南部地震 M6.1 の解放基による基準地震動として採用された．しかし，依盤波」が採用されている．ところが， この留萌支然として基準地震動は著しく過小評価されている．

庁南部地震においては，地震計の設置不足を補う「敷地前面海域断層群 69km 北傾斜モデル」には耐ため，地域地盤環境研究所が震源断層モデルを用専スペクトルを適用しながら，「69km 鉛直モデル」

いて地震観測点以外の震源域内での地震動を再現には耐専スペクトルが「適用外」とされ，耐専ス

解析しており，その最大値は地震観測記録の 1.8 倍ペクトルの地震観測記録との 2 倍以上の差を考慮になる．これを考慮すれば，留萌支庁南部地震のしていない．基本震源モデルとして敷地前面海域

解放基盤波は 1,100 ガル程度になり，伊方 3 号の断層群（中央構造線断層帯）480km を採用しながクリフエッジ 855 ガルを超える．さらに，原子力ら，その断層モデルでは，応力降下量や短周期レ

安全基盤機構 JNES（現在は原子力規制庁）は国

ベルを過小に設定して地震動を過小評価している．

内の地震観測記録を反映した独自の断層モデルにその結果，断層モデルによる 480km モデルの地震

よる地震動解析を行い，M6.5 の横ずれ伏在断層で動評価結果は，69km 北傾斜モデルの耐専スペク

1,340 ガルの地震動が起こることを明らかにして

トルより小さく，2004 年北海道留萌支庁南部地震

いる．これを基準地震動に採用すれば，伊方 3 号

M6.1 の解放基盤波と比べても小さくなっている．

のクリフエッジを一層大きく超える．

原子力規制委員会は，この事実を知りながら，耐（２）「震源を特定して策定する地震動」の基本震

専スペクトルの「適用外」を認め，断層モデルの源モデルとして，敷地前面海域断層群（中央構造線

パラメータ設定の誤りに気付くことなく，再稼働断層帯）480km が採用され，耐専スペクトルと断許可を出したのである．

層モデルによる地震動評価がなされているが，い地震動評価を正しく行えば，基準地震動は伊方

ずれも過小評価になっている．

3 号の「855 ガルのクリフエッジ（炉心溶融事故へ（2a） 650 ガルの基準地震動 Ss-1H を規定している

至るギリギリの地震動）」を超える．再稼働どこのは 69km 北傾斜モデルに対する耐専スペクトルろか，伊方 3 号には廃炉こそがふさわしい．

（内陸補正なし）だが，69km 鉛直モデルについて

1984 年の伊方 3 号増設申請時から 2013 年 7 月のは耐専スペクトルが「適用外」とされている．こ

再稼働申請時点までの各段階において，敷地前面

れは，前者が 650 ガル弱で 855 ガルのクリフエッ

海域断層群の地震動を耐専スペクトルや断層モデ

ジを下回る一方，後者では 900 ガル程度となってルで評価する際に四国電力が行ってきた巧妙な過クリフエッジを超えるからである．また，ここに小評価の手口については，先の意見書 (甲 107)[38]

は最近 20 年間の震源近傍での地震観測記録は反で詳述した．基準地震動に関する原子力規制委員

映されておらず，現在見直し作業中であり，改定会の審査が終了したことを受け，本意見書では，原後の耐専スペクトルを用いるべきである．さらに，

子力規制委員会による「調査審議及び判断過程が耐専スペクトルは平均的な応答スペクトルにすぎ適正を欠くものとうかがわれる事情」および「看ず，地域差以外の偶然変動によるバラツキをも考過し難い過誤，欠落」に焦点を当てた．その典型例

慮すれば，少なくとも 2 倍の余裕を持たせるべきとして，四国電力が地震動評価手法を誤って適用である．そうすれば，69km 鉛直モデルで 1,800 ガ

し基準地震動を過小に策定していること，原子力

ル程度，北傾斜モデルでも 1,300 ガル弱になり，い1

ずれにおいてもクリフエッジを超える．

1（2b） 断層モデルによる地震動評価は 69km 鉛直

はじめに
原子力規制委員会は 2015 年 7 月 15 日，四国電モデルの耐専スペクトル（内陸補正なし）の 1/2

力に伊方 3 号原子炉設置変更許可（いわゆる再稼程度と小さく，明らかに過小評価である．

働認可）処分を行った．川内 1·2 号 (2014 年 9 月

四国電力は，断層幅を 15km と仮定した壇ら

10 日)，高浜 3·4 号 (2015 年 2 月 12 日) に続く再稼(2011) の手法を「平均断層幅 12.7km の 480km モ

働認可である．

デルにそのまま用いる」という誤りを冒してお伊方 3 号の基準地震動（水平方向）は，2013 年

り，壇らの回帰線から外れてしまっている．壇7 月 8 日申請時の 570 ガルから 650 ガルへ引上げ

らの用いた国内 9 地震の平均断層幅が 12.0km

られ，620 ガルの 2004 年北海道留萌支庁南部地震

であることから，回帰線に載るように断層幅をM6.1 の解放基盤波等が「震源を特定せず策定する12km として応力降下量を調整すれば，応力降下量

地震動」による基準地震動として採用された．しは (∆σ, ∆σa ) =(3.4MPa, 12.2MPa) から (4.3MPa,

かし，依然として著しく過小評価されている．

19.5MPa) へ 1.6 倍に増え，短周期レベルも 1.6 倍

480km もの敷地前面海域断層群（中央構造線断になり，地震動評価結果は 900 ガル程度になって層帯）がすぐ沖合を走っている伊方原発における

クリフエッジを超える．これは断層モデルによる基準地震動が，なぜ，川内原発の基準地震動（Ss-

平均像の評価であり，「地域性とは異なる偶然変動」

1H：540 ガル，Ss-2：620 ガル) と同程度であり，高を考慮していないことから，要素地震の波形を少浜原発の基準地震動 (Ss-1H：700 ガル) より小さい

なくとも 2 倍にするなど余裕を持たせる必要があのか．この事実をもってしても，伊方原発の基準

る．そうすれば，断層モデルにおいても 1,800 ガ

地震動が過小に策定されていることは明らかでは

ル程度の地震動評価が得られることになろう．

なかろうか．

（2c） これらは，原子力安全基盤機構の独自の断地震動評価を正しく行えば，策定される基準地層モデルによる 1,340 ガルの地震動解析結果とも，

震動は伊方 3 号の「855 ガルのクリフエッジ（炉2008 年岩手・宮城内陸地震の地中地震計による心溶融事故へ至るギリギリの地震動）」[7] を超え

1,078 ガル（3 成分合成，基準地震動と同じ解放基る．これを回避するために，四国電力はこれまで，

盤表面はぎとり波相当で約 2,000 ガル）の地震観

あの手この手の極めて巧妙な手口で地震動を過小測記録等とも整合している．

評価してきた．

つまり，「震源を特定せず策定する地震動」と「震伊方 3 号増設に係る原子炉設置変更許可申請書源を特定して策定する地震動」のいずれにおいて（1984 年）提出から今回の再稼働申請書（2013 年）

も過小評価されており，最新の知見に基づいて基提出までの地震動過小評価については，すでに詳

準地震動を保守的に策定し直せば，伊方 3 号のク

述したとおりである (甲 107)[38]．その後，原子力

リフエッジを大きく超えることは避けられない．

規制委員会・原子力規制庁は，市民団体との 3 度

以上のように，四国電力は基準地震動を過小にの話合いの中で，原子力安全基盤機構 JNES（2014

策定しており，原子力規制委員会はこれを追認し，

年 3 月に原子力規制庁へ統合された）の解析によ

基準地震動見直しのための対応をサボタージュしれば「M6.5 の横ずれ伏在断層による直下地震で続けている．これは重大な瑕疵だと言える．

1,340 ガルの地震動に襲われる」可能性があるこ「15.7m の津波」を試算しながら経済的利益のとを認め，「JNES の断層モデルの再現性についてためにこれを無視した東京電力，貞観津波の危険専門家を含めて検討すべきである」ことを認めた性に気づきながらこれを放置した原子力安全・保[39, 40]．また，耐専スペクトルは 20 年前以前の数

安院および原子力安全委員会 −−− これらの過ち

少ない地震データに基づいて作成されており，最を繰り返してはならない．フクシマを教訓として，

近 20 年間の震源近傍や近距離の地震データが反映

再度の原発重大事故による人格権侵害を未然に防されておらず，日本電気協会で現在見直し作業中

ぐため，司法に課せられた責任は重い．

であることも判明した [39]．さらに，四国電力は

2

480km モデルの地震動解析を行う際に壇ら (2011)

断層モデルによる地震動評価は，69km 鉛直モの手法を誤って適用しているが，それを示す図を審

デルの耐専スペクトル（内陸補正なし）の 1/2 程査会合で見せられながら，原子力規制委員会はそ度と小さく，過小評価であることを示す．これは，のことに全く気付いていなかったことも判明した．

断層幅を 15km と仮定した壇ら (2011) の手法を平そこで，本意見書では，先の意見書 (甲 107)[38]

均断層幅 12.7km の 480km モデルにそのまま用いで述べた四国電力による地震動過小評価への批判たためであり，壇らの回帰線から外れてしまってを前提として，この 2 年間に明らかになった新たいること，壇らの用いた濃尾地震を含めた国内 9な事実に基づき，四国電力が基準地震動を過小に

地震の平均断層幅が 12.0km であるため，回帰線

策定していることを具体的に明らかにし，原子力に載るように断層幅を 12km として応力降下量を規制委員会がその問題点を指摘されながら対応を調整すれば，応力降下量は (∆σ, ∆σa ) =(3.4MPa,

サボタージし続けていることを暴露し批判する．

12.2MPa) から (4.3MPa, 19.5MPa) へ 1.6 倍に増え，

基準地震動は「震源を特定せず策定する地震動」

短周期レベルも 1.6 倍になり，地震動評価結果はと「震源を特定して策定する地震動」で構成され900 ガル程度になってクリフエッジを超えることるため，それぞれについて具体的に述べる．

を示す．偶然変動による 2 倍以上のバラツキを考

以下では，まず「震源を特定せず策定する地震慮するため，断層モデルにおける要素地震の波形動」を取り上げ，「2004 年北海道留萌支庁南部地を 2 倍にするなどして評価すれば，地震動評価結

震 M6.1 の解放基盤波」について，地震計による

果はその 2 倍程度に大きくなるであろうことも指地震観測記録の時間的・空間的な不足を「再現さ摘する．

れた震源断層モデル」による地震動解析で補えば，「震源を特定せず策定する地震動」と「震源を特1.8 倍の 1,100 ガル程度になり，伊方 3 号のクリフ

定して策定する地震動」のいずれにおいても，最エッジ 855 ガルを超えることを示す．さらに，原新の知見に基づいて基準地震動を保守的に策定し子力安全基盤機構 JNES は国内の地震観測記録を直せば，伊方 3 号のクリフエッジを超えてしまう反映した独自の断層モデルによる地震動解析を行こと，しかも，それは 2008 年岩手・宮城内陸地震

い，M6.5 の横ずれ断層で 1,340 ガルの地震動が起の地中地震計による 1,078 ガル（3 成分合成，基こることを明らかにしており，これを基準地震動

準地震動と同じ解放基盤表面はぎとり波相当で約に採用すれば，伊方 3 号のクリフエッジを一層大2,000 ガル）の地震観測記録等とも整合しているこ

きく超えることを示す．

とを示す．

次に，
「震源を特定して策定する地震動」を取り上げ，耐専スペクトルと断層モデルのそれぞれに

2

分けて地震動の過小評価を明らかにする．

震源を特定せず策定する地震動

650 ガルの基準地震動 Ss-1H は，69km 北傾斜モ

四国電力は伊方原発の基準地震動を過小評価しデルの耐専スペクトル（内陸補正なし）によって続けてきた．2013 年再稼働申請までのその詳細は規定されているが，「適用外」とされた 69km 鉛直

すでに述べてきたとおりである (甲 107)[38]．

モデルの耐専スペクトルは 900 ガル程度となって2013 年申請時には，図 1 のように，敷地前面海クリフエッジを超える．このことが「適用外」にさ域の 54km モデルが基本震源モデルであり，不確れた最大の理由であることを明らかにする．また，実さの検討として 130km 連動モデルが採用され，耐専スペクトルは平均的な応答スペクトルにすぎモデルの妥当性確認のために 430km までのモデル

ず，地域差以外の偶然変動によるバラツキも考慮が評価されたにすぎない．しかし，原子力規制委すれば，少なくとも 2 倍の余裕を持たせるべきで

員会の審査会合で 480km モデル，130km モデル，

あり，そうすれば，69km 鉛直モデルで 1,800 ガル

54km モデルの 3 種類をすべて基本震源モデルと程度，北傾斜モデルでも 1,300 ガル弱になり，いするよう迫られ，四国電力はそれに従わざるをえ

ずれにおいてもクリフエッジを超えることを示す．

なかったのである．

3

図 1: 2013 年設置変更許可申請書で四国電力が考慮した中央構造線断層帯 [26, 24]

図 2: 2013 年再稼働申請時の基準地震動 Ss(水平方向)[24]（Ss-1H:570 ガル，Ss-2EW:413 ガル，Ss-2NS:318
ガル）

その結果，伊方 3 号の基準地震動は申請時の図 2から図 3（表 1 に最大加速度）のように少し引上

図 3: 伊方 3 号の 2015 年再稼働許可時の基準地震
動 Ss（水平方向）[27]（震源を特定して策定する地震

げられた．

動：Ss-1H，Ss-2-1〜Ss-2-8，震源を特定せず策定する地震動：
Ss-3-1H，Ss-3-2NS，Ss-3-2EW）「震源を特定せず策定する地震動」は，古くは「M6.5 の直下地震」が全国一律に採用されていたが，2006 年指針改定で地震観測記録に基づく加藤ら (2004)[16] の「上限レベル」の応答スペクトルは，1995 年阪神・淡路大震災を機に地震観測網がに変更され，原子力規制委員会による 2013 年以降

張り巡らされて以降のことであり，16 の地震観測の新規制基準の下では，震源を特定しにくい 16 の記録は 1996〜2013 年の 20 年足らずに取れたもの

国内地震観測記録についてサイトごとに採用するにすぎず，データが揃うには今後何十年もかかる．

かどうかを検討することになった．その結果，伊サイトごとの地域性に見合った場所で地震が起き

方 3 号では，表 1 に示される「2004 年北海道留萌

るとは限らず，地震が起きても震源域内に地震計

支庁南部地震 M6.1 の解放基盤波」と「2000 年鳥があるとは限らない．
「地震観測記録が新たにとれ取県西部地震 M7.3 の賀祥ダム (監査廊) の観測記録」

れば採用する」という悠長な姿勢では，「震源を特が採用されている．

定せず策定する地震動」を保守的に考慮したとは到底言えない．

しかし，ここには 2 つの大きな問題点がある．第第 2 に，地震観測記録の不足を補う上で信頼性

1 に，震源近傍での地震観測記録がとれ始めたの
4

表 1: 伊方 3 号の基準地震動とその最大加速度 [gal]（cm/s2 と同じ）[27, 28]
基準地震動

NS方向

EW方向

UD方向

震源を特定して策定する地震動（耐専スペクトルなど「応答スペクトルによる方法」で作成）

Ss-1

設計用模擬地震波 （敷地前面海域の断層群
69km(傾斜角 30 度ケース) の耐専スペクトルによる）

650

377

震源を特定して策定する地震動（「断層モデルによる方法」で作成）

Ss-2-1

敷地前面海域の断層群（中央構造線断層帯）480km 連動 ·壇の手法 ·∆σ20MPa· 西破壊

579

390

210

Ss-2-2

敷地前面海域の断層群（中央構造線断層帯）480km 連動 ·壇の手法 ·∆σ20MPa· 中央破壊

456

478

195

Ss-2-3

敷地前面海域の断層群（中央構造線断層帯）480km 連動 ·壇の手法 ·∆σ20MPa· 第一アスペリティ西破壊

371

418

263

Ss-2-4

敷地前面海域の断層群（中央構造線断層帯）480km 連動 ·Fujii-Matsu’ura の手法 ·∆σ1.5 倍 · 西破壊

452

494

280

Ss-2-5

敷地前面海域の断層群（中央構造線断層帯）480km 連動 ·Fujii-Matsu’ura の手法 ·∆σ1.5 倍 · 中央破壊

452

388

199

Ss-2-6

敷地前面海域の断層群（中央構造線断層帯）480km 連動 ·Fujii-Matsu’ura の手法 ·∆σ1.5 倍 · 東破壊

291

360

201

Ss-2-7

敷地前面海域の断層群（中央構造線断層帯）54km·
入倉・三宅の手法 ·∆σ1.5 倍 · 中央破壊

458

371

178

Ss-2-8Ss-2-2 の NS と EW の入れ替え

478

456

195

531

320
485

震源を特定せず策定する地震動（地震観測記録等に基づいて作成）

Ss-3-1Ss-3-2

2004 年北海道留萌支庁南部地震 M6.1 の解放基盤波2000 年鳥取県西部地震 M7.3 の賀祥ダム (監査廊) の観測記録

620
528

の高い地震動解析手法が開発されてきているにもはぎとり波に換算しなければならないが，単純にかかわらず，その成果が全く生かされていない．こ比例計算すれば，620 ガルの Ss-3-1 が 1.8 倍（EWの点で，地域地盤環境研究所 [2] と原子力安全基盤

方向の倍率）の 1,100 ガルになりうる．これは伊機構 JNES[6] による地震動解析結果が重要となる．

方 3 号のクリフエッジ 855 ガルを超えている．こ地域地盤環境研究所は北海道留萌支庁南部地震のような実際の地震観測記録に基づく再現解析はの再現モデルを構築し，これをそのまま用いて，断現実の地震動を再現できることから，地震計の設

層最短距離 15km 以内の仮想地表観測点での地震

置数の限界をカバーするものとして積極的に取り動を解析した．これは地震計の設置不足を補う解入れるべきである．

析と言える．この地震では HKD020 地点（図 4 の他方，原子力安全基盤機構 JNES は，国内の地震△）の地表地震計で 1,127 ガル (EW 方向)，536 ガ

データに基づいて独自の断層モデルを構築し，伊ル (NS 方向) の地震動が観測されているが，図 4 の方原発の解放基盤表面（S 波速度 V s = 2600m/s）

ように他の仮想観測点では約 1,300 ガル (EW)，約と同等の堅い地震基盤表面（V s = 2600m/s，図 61,700 ガル (NS) の地震動が解析されている．また，参照）に観測点を置き，地震観測記録の不足を地

震源断層モデルをそのまま使って，破壊開始点や震動解析で補っている．その結果，M6.5 の横ずれ

すべり角など破壊の不確かさを補う解析も行って断層による地震が起こると，図 7 のように震源近いる．その結果，アスペリティ下端中央から破壊

傍で 1,340 ガルの地震動が生じることを明らかにが始まった場合には，図 5 のように約 2,000 ガル

した [6]．図 8 の震源近傍での応答スペクトルを(EW)，約 1,050 ガル (NS) の地震動が起こるとの包絡する曲線が図 9 であり，図 10 の赤波線であ解析結果が出されている．これらは仮想地表観測

る．図 10 は，伊方 3 号の基準地震動 Ss-1，Ss-3-1，

点での地震動評価結果であるため，解放基盤表面

Ss-3-2 に加え，黒点線でクリフエッジを描いてい5

図 5: 2004 年北海道留萌支庁南部地震の震源モデル
でアスペリティ下端中央から破壊が始まった場合の地震動解析結果 [2] （上：応答加速度分布，△：HKD020
地点，☆：破壊開始点；中：断層最短距離 15km 以内の応答スペクトルの重ね書きで EW 方向，赤実線：NFRD 効果を含む領域内の重ね書き，白線：赤実線領域内の平均，白破線：
同 ± 標準偏差；下：NS 方向）

図 4: 2004 年北海道留萌支庁南部地震の震源モデ
ルによる震源近傍の地震動解析結果 [2] （上：応答加速度分布，△：HKD020 地点，☆：破壊開始点；中：断層最短距離 15km 以内の応答スペクトルの重ね書きで EW 方向，
白線：平均，白破線：± 標準偏差；下：NS 方向）6図 6: JNES による対象計算領域（地震基盤上の評
価点：縦 11× 横 21 の格子点 231）と横ずれ断層の例 [6]

図 8: 横ずれ断層 (M6.5) の地震動評価結果 [6] （断層上端 2km，アスペリティの上端 2km，実効応力大 (19.1MPa)，
高周波遮断特性平均 +σ (fmax = 11.9Hz) のケース）(a) 加速度分布図 (最大値 1340.4cm/s2 )(b) 速度分布図 (最大値 65.4cm/s)
図 7: 横ずれ断層モデルによる地震動評価結果(M6.5)[6]（地震発生層 2∼20km，断層・アスペリティ上端2km，実効応力大，高周波遮断特性平均 +σ ）るが，このクリフエッジが Ss-1 を平行移動させた
図 9: 横ずれ断層モデル (M6.5) による地震動評
価結果 [6]( （断層上端 2km(3km)，アスペリティの上端ものになっていないのは，クリフエエジが申請時の図 2 における Ss-1H を基準にその何倍で炉心溶2km(3km)，実効応力大 (19.1MPa)，高周波遮断特性平均 +σ(fmax = 11.9Hz) のケース)

融事故に至るかを求めているからである．この図で明らかなように，1,340 ガルの地震動は原発にとって重要な周期帯（0.03∼0.5 秒）（巻末注 1 参

共通の限界地震として採用されていたのだが，そ照）の大半でクリフエッジを超えている．

の地震動は，「震央域外縁距離（M6.5 で 7.1km，M7

ちなみに，M6.5 の地震は地表に地震断層が現れで 10km，M8 で 25km）の圏内ではカットされて一ないため，いくら詳細な調査を行っても発見でき定になる」という非現実的な都合よい仮定によっ

ず，どこででも起こりうる小さな地震である．そて過小評価されていた [37]．JNES の地震動解析結のため，かつては「M6.5 の直下地震」が全原発に

果は，「四国電力が設定し原子力規制委員会の承認

7

ば，3·11 のフクシマ事故を教訓としたことにはならず，15.7m の津波が来る可能性を試算しながら無視した東京電力および貞観津波の危険性を検討すべきだと申し出た部下を恫喝して黙らせ，東京
電力の過小評価を容認した原子力安全・保安院の過ち [40] を繰り返すことになるであろう．

3

震源を特定して策定する地震動

3.1

耐専スペクトルでは適用範囲が狭められ
偶然変動のバラツキが無視されている「震源を特定して策定する地震動」は，耐専ス
ペクトル等による「応答スペクトルによる方法」と「断層モデルによる方法」があり，いずれにおいても地震動が過小評価されている．まず，前者の耐専スペクトルについて述べる．
耐専スペクトルは，国内地震観測記録に基づく

図 10: 伊方 3 号の基準地震動 Ss-1 および Ss-3，ク
リフエッジ (黒点線) および JNES による 1340 ガルの地震動 (赤波線)[6, 27, 28, 7]

ものだが，震源近傍での大きな地震観測記録を含
む最近 20 年間の最新データが反映されておらず，
原子力規制庁によれば，日本電気協会で現在見直した基準地震動は余りに過小すぎ，M6.5 の小さなし作業中である．これが改定されれば，最新デー

地震でクリフエッジを超える大きな地震動が発生

タを反映させる限りにおいて，近距離地震ではよする」という重大な事実を述べ，警告しているのり大きな地震動評価に見直されることは必至であである．そうである以上， かつての「M6.5 の直る．また，耐専スペクトルは地震動の平均像を与下地震」の過小評価を繰り返さないためにも，こえるものであり，地震動を過小評価しないためにれを「震源を特定せず策定する地震動」として基は地域性や偶然変動のバラツキを考慮する必要が準地震動に加えるべきである．

ある．

この問題については，原子力規制委員会・原子力

これらの問題点は，基準地震動の多くが耐専ス

規制庁と市民団体との話し合いが昨年 7 月と今年ペクトルによって規定されているという事実から

1 月の 2 度もたれ [39, 40]，規制庁は最終的に「専みて，極めて重要であり，これらに十分配慮した門家を入れて断層モデルの妥当性について検討す地震動評価が不可欠である．

べきだ」と認めている．にもかかわらず，規制庁

たとえば，伊方 3 号の場合，敷地前面海域断層

はこれをサボタージュしたまま，川内 1·2 号，高浜群（中央構造線断層帯）の 54km，69km，130km，

3·4 号および伊方 3 号の審査書（再稼働認可）を出

480km の各モデルに対する耐専スペクトルは図 11

している．これで果たして，鹿児島地裁が川内原

および図 12 の紺色の曲線群で示される通りであり，

発稼働等差止仮処分申立事件決定で認定したよう69km 北傾斜モデルが基準地震動 Ss-1H(650 ガル)に「基準地震動は，原子力発電所の敷地においてを規定していることがわかる．ここで，図 11 を一今後発生し得る最大の地震を想定して策定」(決定瞥するだけで，2 つの奇妙なことに気付くはずで[35]pp.127-128) されていると言えるであろうか．

ある．

地震観測記録の時間的・空間的制約を乗り越え第 1 に，耐専スペクトルは断層帯の長さが 54km

るためには，このような地震動解析結果を利用す

から 69km へ長くなると大きくなっているが，それるのが重要だと言える．ここまで踏み込まなけれ以上に 130km，480km と長くなるほど小さくなっ8

図 13: 伊方 3 号における敷地前面海域断層群（中央構造線断層帯）69km 鉛直の耐専スペクトルとクリフエッジ（黒点線）[27]

図 11: 伊方 3 号における敷地前面海域断層群（中央構造線断層帯）の耐専スペクトルと基準地震動
Ss-1H(水平方向)[27]

図 12: 伊方 3 号における敷地前面海域断層群（中央構造線断層帯）の耐専スペクトルと基準地震動
Ss-1V(鉛直方向)[27]

図 14: 伊方 3 号における敷地前面海域断層群（中央構造線断層帯）69km 北傾斜の耐専スペクトルとクリフエッジ（黒点線）[27]ている．これは耐専スペクトルの最大の欠陥であ象庁マグニチュードで示される地震規模と震源断り，改善を要する点である．耐専スペクトルは気層面上の放出エネルギーの違いを考慮した荷重平9図 15: 耐専スペクトルの作成・適用性確認に用いられた地震データの等価震源距離 Xeq と気象庁マグニ
チュード M[27]

図 16: 耐専スペクトルにおける等価震源距離と地震動の最大加速度 [17]（この図から，伊方 3 号における「敷地前面海域断層軍（中央構造線断層帯）69km」の「北傾斜（M7.9，Xeq = 20.4km）」は 650 ガル弱，適用外とされた「鉛直（M7.9，Xeq = 15.5km）」は 900 ガル程度になると読み取れる．
）

10

図 17: 2000 年鳥取県西部地震 M7.3 の賀祥ダム (Xeq = 6km) での地震観測記録と耐専スペクトルの比較[33]

均の等価震源距離で作成される．このため，耐専適用外にするのかについては何も説明されていな

スペクトルは，地震規模が大きいほど大きくなり，い．ここで，興味深い事実がある．図 13 と図 14

等価震源距離が大きいほど小さくなる．伊方 3 号に四国電力による 69km モデルの鉛直と北傾斜のの場合，敷地前面海域断層群（中央構造線断層帯）

耐専スペクトルを示す．これらの図から耐専スペの断層長さが東西へ伸びていくほど地震規模は大クトルの最大加速度（周期が 0.02 秒の最大応答加きくなるが，それ以上に等価震源距離が大きくな

速度）を読み取ると，それぞれ 900 ガル程度と 650

るため，結果的に耐専スペクトルは小さくなってガル弱になる．図 16 からも同様に読み取れる．こしまうのである．その結果，130km や 480km の各

れらの図に 855 ガルのクリフエッジを黒点線で書モデルが 69km モデルを包含しているにもかかわき込んだところ，鉛直では耐専スペクトルがクリらず，耐専スペクトルは 69km で最大になっておフエッジをわずかに超え，北傾斜ではかなり下回

り，130km，480km と長くなるほど小さくなってることがわかった．つまり，四国電力は 69km 鉛直

いるのである．この耐専スペクトルの抱える問題だとクリフエッジを超えて再稼働できなくなるが，点が改善されれば，耐専スペクトルによる地震動

69km 北傾斜だとクリフエッジをかなり下回るので評価結果はもっと大きくなるはずである．

「保守的に」適用しても良いと判断したのである．

第 2 に，480km では鉛直・北傾斜の 2 モデルとその結果，基準地震動 Ss-1H は図 11 のように，650

も耐専スペクトルが適用されているのに，54km，

ガルに留まった．これは極めて恣意的な判断だと言69km，130km については北傾斜モデルだけで，鉛える．というのも，伊方 3 号の直前に再稼働が認め

直モデルが示されていない．というのは，四国電られた高浜 3·4 号では，断層長さ 63.4km の「FO-A

力がこれらの鉛直モデルについては「耐専スペク〜FO-B〜熊川断層」（M7.8，Xeq = 18.6km）に対トルの適用範囲外」だとしているからである．それ

して耐専スペクトルが適用され，これが 550 ガルを説明した図が図 15 である．480km モデルでは，の旧 Ss-1H を超えたため，Ss-1H が 700 ガルへ引

鉛直，北傾斜とも極近距離より遠方だが，54km，上げられたが，伊方 3 号の Ss-1H(650 ガル) はこれ

69km，130km の各モデルは「極近距離」より近い

より小さいからである．ちなみに，伊方 3 号では，（等価震源距離が小さい）．四国電力によれば，北54km 鉛直モデル (M7.7，Xeq = 14.3km) の耐専ス

傾斜も鉛直も「その他距離減衰式との乖離が大きペクトルは 750 ガル程度になるが，これもクリフ

く過大評価になる」としているが，北傾斜では「保エッジに近いためか，適用外にされている．

守的に」適用し，鉛直では適用していない．
「そのまた，伊方 3 号で基準地震動 Ss-3-2 として採用

他距離減衰式との乖離」がどの程度以上であればされている「2000 年鳥取県西部地震 M7.3 の賀祥11

図 18: 耐専スペクトル作成の元になった地震観測記録の応答スペクトル（地震基盤表面はぎとり波）と耐専スペクトルの関係（気象庁マグニチュード Mj と等価震源距離 Xeq の組合せでデータを分類し，その平均像として耐専スペクトルを求めている．震源特性や伝播経路特性などの地域性や偶然変動などによるバラツキの大きいことがわかる．
）[33]

ダム (監査部) の観測記録」は，図 15 に示すとおれている [33]（巻末注 2 参照）．つまり，耐専ス

り，等価震源距離が 6km と非常に小さく，極近距

ペクトルの適用性は実際の地震観測記録との整合

離からの乖離が極めて大きいにもかかわらず，原性でのみ判断すべきであり，「極近距離からの乖離

子力安全委員会の意見交換会では図 17 を検討しが大きい」とか，「その他距離減衰式との乖離が大て「耐専スペクトルはまあまあ使える」と判断さきく過大評価になる」というのは理由にならない．

12

この点では，最近約 20 年間の震源近傍を含む M7
クラスの強震観測記録に基づき耐専スペクトルそのものを改定すべきであり，日本電気協会で現在見直し中の知見を反映させるべきである．
さらに，今の耐専スペクトルは，図 18 のように，地震観測データを地震規模（気象庁マグニチュード）と断層の拡がりを考慮した等価震源距離で分類し，データとの誤差 (バラツキ) をできるだけ小さくするような「平均像」として作成されている．
地震基盤表面での地震動評価を行うことでサイト特性は可能な限り除去されているが，作成当時には国内地震観測記録が少なかったため，震源特性の異なる海洋プレート間地震と内陸地殻内地震が混在したままの「平均像」である．そこで，内陸地殻内地震用にはそれに則した補正係数を用いることになっているが，海洋プレート間地震との震源特性等の違いを補正しても，図 19 のように大きなバラツキがある．これは，東京電力が原子力安全委員会の指示により耐専スペクトルの適用可能
図 19: 国内外の内陸地殻内地震による震源近傍の観測記録 (M6.0∼8.1, Xeq = 6 ∼ 33km, 水平 51 記
録, 上下 14 記録) の耐専スペクトル (内陸補正有)との残差 (バラツキ)[33]（細線：各地震観測記録に対す性を 2009 年段階で検討したものであり，震源近傍

6∼33km の地震観測記録に対する耐専スペクトル（内陸補正有）からの残差を表している [33]．このる残渣，太い赤実線：残差の平均，やや太い青実線：平均からの「倍半分」の差，0.5 秒付近では水平動で 6 倍程度，上下動で 4 倍程度の残差がある）

図から，実際の地震観測値は残差平均より「倍半分」以上のバラツキがあり，内陸補正をした耐専
スペクトルからも「倍半分」（0.5〜2 の範囲，±1
標準偏差分が青実線の範囲で，これにほぼ等しい）方も距離とともに地震波が一様に減衰するのでは以上のバラツキがあることがわかる．

なく，増幅される場合もあり，複雑な伝播経路特

地震とは，プレート運動によって震源断層面な性を持つ場合がある．こうして得られる地震観測

いしその周辺に蓄積された歪みエネルギーが断層

記録には，地中観測点が地震基盤と同様の固い岩運動によって一挙に解放される現象である．この盤であっても，地震によって，また，地中観測点

歪みの大きさや場所の分布は一様ではなく，断層によって大きなバラツキが生じる．このバラツキ運動による破壊開始点，破壊伝播の速度・方向，ずには，たとえ地震基盤で評価される耐専スペクトれの大きさ・方向も一様ではなく，複雑な様相を帯ルのように観測点のサイト特性が除去されていてびる．断層運動によって生じる個々の地震波も一も，震源特性，伝播経路特性，偶然変動によるバ様ではなく，破壊場所によって違う．このようにラツキが混在している．

断層破壊過程は一定の法則に従うとは言え，実際

このバラツキを地域性で説明するためには，十の破壊過程には，かなりの程度，偶然性が伴い，地分な地震観測記録に加えて，震源特性や伝播経路

震ごとに地震動が大きくばらつくことになる．こ

特性に関するデータが不可欠である．たとえば，図のような震源における特性には地域性があり，横20 の (a) のように，確率変数 Y のデータが分布し，ずれ断層，逆断層，正断層によっても異なるが，地ばらついているとしよう．ここから，震源特性や

震データ不足のため仮説に留まっており，科学的伝播経路特性などの地域特性の違いによってデーな結論を得るには至っていない．地震波の伝わりタを分類し，(b) のように確率変数 Y1 , Y2 , Y3 の13

全国平均の内陸地殻内地震に対する耐専スペクト
ルの補正係数であり，川内原発の地震観測記録の平均応答スペクトル比（川内原発に対する補正係数）は短周期側で破線を越えており，1 に近い値すらとっている．つまり，内陸地殻内地震の全国平均より大きな地震動が敷地で観測されていることを示しており，ここに地域性が現れている．

(a) 全平均のバラツキ

ここで重要なのは，川内原発から数十 km の範囲で発生した地震に対する川内原発敷地内観測記
録の平均応答スペクトル比（図 22 水平方向の実曲線）が全国平均を超えているということに加えて，この平均応答スペクトル比（図 23 では赤線）より上側へのバラツキが短周期側 (周期 0.02∼0.5 秒) で
ほぼ 2 倍になっているということである．このバ(b)3 つの確率変数でバラツキを説明できる場合

ラツキは「全国各地で起きる地震や地震観測点に

図 20: 正規分布 N (µ, σ 2 )(µ = 0, σ 2 =√3) に従う確率変数 Y のバラツキ (標準偏差 σ = 3) を σ1 =σ2 = σ3 = 1 の 3 つの確率変数 Y1 ∼ N (−1, 12 ),Y2 ∼ N (0, 12 ), Y3 ∼ N (1, 12 ) に分けて説明できる
場合 (b) とそうでない場合 (a) の比較

おける地域性の違い」ではなく，「川内原発周辺の地域性の違い」が少しは含まれるとは言え，偶然変動がかなりの部分を占めていると言える．
したがって，川内原発においては，耐専スペク
トルで地震動評価を行う場合，上側に 2 倍のバラ分布に分離できたとする．そうすると，確率変数

ツキを考慮して保守的な地震動評価を行うべきだY1 ∼ Y3 はそれぞれに異なる地域性を持ったデーということになる．ただし，川内原発敷地で観測

タの母集団になり，(a) の場合よりバラツキは小さされた図 21 の地震は M6 クラスの小規模地震（地くなるが，(b) の各分布のように偶然変動のバラツ

表に地震断層が出現しない未飽和断層による地震）

キは残る．
「サイコロを振って出る目は予測できなであり，M7 クラスの中規模以上の地震は含まれい」ように，この偶然変動は人が制御できないもていないこと，また，10km 未満の近距離地震や震のであり，地域性を考慮して得た平均像からのバ

源近傍の地震動は観測されていないことなどを考

ラツキに対して標準偏差の何倍かの余裕を持たせ慮すれば，これでも過小評価に陥る可能性は残る．

て保守性を確保するのが，工学的立場である．今伊方 3 号では，このような内陸地殻内地震に関の耐専スペクトルでは，このような地域性に基づする敷地内地震観測記録が存在しないため，地域いたデータの分類は不可能であり，平均像からの性を抽出することも偶然変動の大きさを評価する

バラツキは「震源特性，伝播経路特性，偶然変動こともできない．川内原発と同様の地域性があるの混在したもの」として扱うしかない．このようとすれば，全国平均より大きな地震動が原発を襲な場合には，「図 19 に見られる 6 倍程度の大きなうと言えるし，耐専スペクトルを少なくとも 2 倍

バラツキを考慮すべき」という立論も可能になる．

にして川内原発で見られる 2 倍の偶然変動を考慮

他方，川内原発では，数は少ないが地震観測記

した保守的な評価を行うべきだということになる．

録が得られている．九州電力が再稼働申請のため

そうすると，図 24 のように，69km 鉛直モデルのに原子力規制委員会へ提出した資料が図 21 および耐専スペクトルを 900 ガル程度から 1,800 ガル程

図 22 であり，川内原発の敷地内で観測された 5 地

度へ引上げる必要があり，クリフエッジは大幅に震の観測記録を応答スペクトルに直し，耐専スペ

超えられてしまう．たとえ，69km 鉛直モデルに耐クトル（内陸補正なし）との比の平均を描いたも専スペクトルを適用しない場合でも，69km 北傾のである．図 22 の破線で示される内陸補正係数が斜モデルの耐専スペクトルについても，650 ガル

14

図 23: 川内原発の敷地地盤で得られた観測記録の応答スペクトルと Noda et al.(2002) の方法により求められた応答スペクトルの比 （決定 [35] 別紙図4⃝p.294：図 22 水平方向の応答スペクトル比を赤線で追記）

図 21: 川内原発で観測された活断層による地震 [18]図 24: 伊方 3 号の基準地震動 Ss，クリフエッジ (黒点線)，JNES による 1340 ガルの地震動 (赤波線)，敷

図 22: 川内原発での内陸地殻内地震観測記録に基づく耐専スペクトルの補正係数 [18] （破線は Noda etal.(2002)[21] の示した国内の内陸地殻内地震に対する平均的な補正係数，実線が川内原発での観測記録に基づく補正係数）

地前面海域断層群 69km 鉛直の耐専スペクトルとその 2 倍の応答スペクトル (青波線)[6, 27, 28, 7]

弱から 1,300 ガル弱へ引上げる必要があり，これ29 参照）ことに鑑み，「耐専スペクトルに補正係数によっても伊方 3 号のクリフエッジは超えられて(全国平均では図 22 の破線のように短周期側で 0.6しまうのである．

程度になる) を用いないことで 1.5 倍相当の余裕をちなみに，四国電力は，2013 年再稼働申請時にもたせる」ためである．これは震源特性におけるは耐専スペクトルに内陸補正係数を用いていたが，地域性の違いを考慮するものであり，偶然変動に

原子力規制委員会の審議過程で内陸補正をしなくよる少なくとも 2 倍のバラツキを考慮すべきだとなった．これは，2007 年新潟県中越沖地震の教訓

いう上記の議論とは全く別のものである．

より「震源特性を 1.5 倍にする必要性がある」（図15

図 25: 伊方 3 号における敷地前面海域の断層群（中央構造線断層帯）480km 基本震源モデル [27]3.2

断層モデルでは応力降下量を過小設定し，地震動を過小評価している

四国電力は，原子力規制委員会の指摘を受け，図1 の「480km（中央構造線断層帯と別府−万年山帯
断層帯の連動）」を基本震源モデルとし，その解析
結果 [25] を 2013 年 10 月 30 日に回答した．これを手始として最終的に，基本震源モデルは 2013 年

7 月申請時から大きく変わり，「図 25 の 480km」，
6 ⃝
8 の 130km」，
6 の 54km」とい「図 25⃝∼「図 25⃝
う 3 種類の敷地前面海域断層群（中央構造線断層帯）が設定された．これに伴い，地震動評価手法
も，壇ら (2011) の手法 [4] が 3 種類の基本モデルに一貫して採用され，480km と 130km には Fujii-

Matsu’ura(2000) の手法 [5]，54km には入倉・三宅(2001) の手法 [12] も併用された．
これらの全断層モデルによる地震動評価結果の

図 26: 伊方 3 号における敷地前面海域断層群（中央構造線断層帯）の断層デルによる地震動評価結果 (EW 方向：全ケース重ね書き) と 69km 鉛直耐専スペクトルの比較

すべてを重ね書きしたものが図 26 である．驚くべ
きことに，その結果は，69km 鉛直の耐専スペクト
ルと比べて 1/2 程度にすぎない．この断層モデル16

図 27: 壇ら (2011)[4] および Fujii-Matsu’ura (2000)[5] と他の S − Mo 関係式との関係 (赤丸の Data は Fujii-

Matsu ura(2000) の用いた地震データで，右上のカナダ３地震と米２地震以外はすべて武村 (1998) の用いた国内地震データに含まれる．壇ら (2011) もこれらの国内データを用いている．入倉ら (2001) は国内データを一部含むが大半が北米中心のデー
タである．壇らの関係式を使って武村式ではなく入倉式に回帰させると，「Dan(1.7MPa)」の細線のようになってしまう．)には，応力降下量など震源特性を 1.5 倍にした結を導いている．ただし，入倉らおよび武村の式にお果も含まれており，条件としては同等である．な

ける Mo の単位は dyn·cm, 1N·m= 107 dyn·cm, であのに，なぜ，このようになるのか．

る．Mot は，断層幅 W が断層長さ L に等しくなり，

まず，断層面積 S と地震モーメント Mo の関係式

これ以上の地震規模では断層幅が変らない飽和状について述べる．長大な断層については，Murotani

態 W = Wmax になる地震モーメントの値であり，≥ 1.8 × 1020 N · m に対して

レシピでは Mot ≡ 7.5 × 1025 dyn·cm= 7.5 × 1018

et al.(2010)[20] が Mo

S[km2 ] = 1.00 × 10−17 Mo [N · m]

N·m とされている．

(1)

Fujii-Matsu’ura(2000)[5] と壇ら (2011)[4] は，そを導き，Scholz(2002)][22] は Mo ≥ 7.5×1020 N·m

れぞれのシミュレーション実験に基づき，長大でなに対してい断層と長大な断層をつなぐ S −Mo 関係式を提案
2−18S[km ] = 5.30 × 10

Mo [N · m]

している．Fujii-Matsu’ura(2000) は武村 (1998) と(2)

Scholz(2002) の式をつなぐようにを導いている．

W L2
∆σ.
(5)
aL + bとしている．ただし，リソスフェアの厚さ＝ 30km，他方，長大でない断層に対しては，入倉・三宅Mo =(2001) [12] が，北米中心の地震データに回帰させて
2.23 × 10−15 M 2/3 , M < M ;
o
o
ot
S=
(3)
4.24 × 10−11 Mo1/2 , Mo ≥ Mot ,剛性率 µ = 4.0 × 1010 N/m2 ，断層幅 W = 15km として構造依存のパラメータを a = 1.4 · 10−2 ，b =を導き，武村 (1998)[31] は，国内地震データに回1.0，応力降下量を ∆σ = 3.1MPa と導いている．

帰させて

壇ら (2011) は武村 (1998) と Murotani et al.(2010)1.82 × 10−15 M 2/3 , M < M ;
o
o
ot
S=
1/2
−11
1.95 × 10 Mo , Mot ≤ Mo .

の式をつなぐように

(4)

Mo =
17

∆σSWmax
0.5 + 2 exp(−L/Wmax )(6)

図 28: 四国電力による設定したパラメータの検証 [27]（赤丸破線で囲われた 6 点（地震観測データではなく壇らの式を誤用して得た計算値）は本来，壇らの回帰線（図 27 の黒太線）上に来なければならない
が，かなりずれている．この図の断層幅 13km の回帰線そのものが図 27 の「断層幅 12km の回帰線（黒破線）」と同様に壇らの回帰線（図 27 の黒太線）から左へずれている）としている．ただし，断層幅 Wmax =15km としての式を国内の震源断層に適用すると地震規模が過平均動的応力降下量 ∆σ =3.4MPa を導いている．

小評価され，地震動が過小評価されてしまうので

図 27 にこれら 6 つの式の関係を描いた．図中にある．前原子力規制委員長代理の島崎邦彦氏も任赤丸で示した地震データは Fujii-Matsu’ura(2000)

期切れ退職後の 2015 年 5 月 [29] と 11 月 [30] の 2の用いたデータだが，1020 N·m 以下の 13 地震のうつの学会で，入倉・三宅 (2001) の式を国内の断層

ち 12 が国内地震であり，そのうち 6 地震が壇らにそのまま用いると地震動が著しく過小評価され(2011) によって回帰用に用いられている．これよると批判している．

り，壇ら (2011) の式も Fujii-Matsu’ura(2000) の式

次に，断層平均応力降下量 ∆σ について述べる．

も武村 (1998) の式には接するが，入倉・三宅 (2001)

壇ら (2011)[4] は断層幅を Wmax = 15km と仮の式には接しておらず，この式とはかなりずれて定し，Irie et al.(2010)[11] のシミュレーション結果いることがわかる．その理由は，いずれの式でも，を地震データに適用して ∆σ = 3.4MPa(34bar) を元になった「Mo ≤ 1.5 × 1020 N·m の地震データ」

導いている1 ．ところが，壇ら (2011) が用いた表のほとんどが日本国内のデータであり，それを回帰

3 の地震データをみると，その断層幅は海外平均した式が武村式だからである．北米中心の地震デー

16.0km に対し，国内平均 12.0km とかなり異なる．

タに合わせた入倉・三宅 (2001) の式はこの図で明ら壇らはこの大きな違いを無視して断層幅を一律にかなように国内データには適合していない．その15km と設定したのである．そこで，式 (6) の Wmax

結果，入倉・三宅 (2001) の式で求めた 54km モデル

壇らは表 3 の ∆σ # の列の最下段括弧内の幾何平均を「平均的な値」として採用しているが，算術平均では 4.3MPa になる．幾何平均は算術平均より小さくなるため，幾何平均を用いる根拠が問題になる．その妥当性は応力降下量の分布で判断されるべきだと思われるので，ここでは触れない．
1の地震規模 (地震モーメント Mo ) は表 2 のように壇ら (2011) の半分以下であり，Fujii-Matsu’ura(2000)の 1/2 ないし 1/5 に小さくなる．入倉・三宅 (2001)18

表 2: 伊方 3 号における敷地前面海域断層群 54km 基本ケース (鉛直) の震源パラメータ ∗1 [27]
地震モーメント
短周期レベル
応力降下量
Sa /S
Mo [Nm] (比)A [Nm/s2 ]（∆σ, ∆σa , 1.5∆σa or 20MPa）(=∆σ/∆σa )壇ら (2011) の手法に基づく（四国電力）∗2
480km モデル 6.08 × 1019 (2.22)130km モデル 6.20 × 1019 (2.26)
1.56 × 1019
1954km モデル 5.84 × 10 (2.13)（3.4MPa, 12.2MPa, 20MPa）

断層幅 12km で壇ら (2011) の回帰線にあわせたモデル（引用者が算出）∗2480km モデル 7.69 × 1019 (2.81)
130km モデル 7.85 × 1019 (2.86)
2.49 × 1019
（4.3MPa, 19.5MPa, 29.3MPa）
1954km モデル 7.38 × 10 (2.69)

0.279

0.22

Fujii-Matsu’ura(2000) の手法に基づく（四国電力：ただし，54km モデルは引用者が算出）∗3480km モデル 1.35 × 1020 (4.93)
130km モデル 9.92 × 1019 (3.62)
1.65 × 1019
（3.1MPa, 14.4MPa, 21.6MPa）
0.215
1954km モデル 6.69 × 10 (2.44)
入倉・三宅 (2001)+Fujii-Matsu’ura の手法に基づく（四国電力）∗454km モデル 2.74 × 1019 (1.00)
1.65 × 1019
（3.1MPa, 14.4MPa, 21.6MPa）0.215

入倉・三宅 (2001)+ 断層モデルのレシピから引用者が算出（上段：A 法，下段：Sa /S = 0.22 法）∗554km モデル 2.74 × 1019 (1.00)
1.60 × 1019
（3.6MPa, 13.4MPa, 20.1MPa）
0.267
192.74 × 10 (1.00)
1.60 × 1019
（3.6MPa, 16.3MPa, 24.5MPa）0.22
松田式で地震規模を求め断層面積を広げる修正レシピから引用者が算出（Sa /S = 0.22 法）∗654km モデル 5.36 × 1019 (1.96)
2.00 × 1019
（5.0MPa, 22.5MPa, 33.7MPa）0.22*1： 敷地前面海域断層群 54km 基本ケースの震源断層は，傾斜角 90 度（鉛直）の右横ずれ断層で, 上端深さ 2km，断層長さ
L = 54.0km, 断層幅 W = 13.0km, 断層面積 S = 702.0km2 , 剛性率 µ = 3.31 × 1010 N/m2 , S 波速度 β = 3.5km/s, 密度 ρ
= 2.7g/cm3 , 破壊伝播速度 Vr = 2.5km/s である．480km と 130km のモデルにおいては，カスケード方式（断層面積に比例して地震モーメントを配分）で，全体の一部をなすものとして 54km 断層群の震源パラメータが算出されている．
*2： 壇ら (2011)[4] は，Irie et al.(2010)[11] の動力学的断層破壊シミュレーション結果から導かれた関係式 ∆σ = Mo (0.5+
2 exp(−L/Wmax ))/(SWmax ) を国内 9 地震，海外 13 地震のデータに当てはめて平均動的応力降下量を求め，その幾何平均として ∆σ = 3.4MPa を導いている．その際，断層面積 S と断層長さ L は各地震データの値を用いているが，断層
幅は W = S/L ではなく，すべて Wmax = 15km としている．つまり，∆σ = 3.4MPa と Wmax = 15km はペアになっている．壇らの回帰式を用いて地震モーメント Mo の平均像を求めるのであれば，Wmax = 15km とすべきところ，四国電
力は全体の断層帯の平均断層幅（480km モデルで 12.7km, 130km モデルと 54km モデルで 13.0km）を用いている．その結果，壇らの回帰線からずれる結果になっている．こうして得た全体の地震モーメントを断層面積に比例して配分している．たとえば，480km モデルでは，全体の断層面積が 6124.2km2 ，地震モーメントが 5.30 × 1020 Nm になるため，54km
モデルの地震モーメントは Mo = 5.30 × 1020 × (702.0/6124.2) = 6.08 × 1019 Nm となっている．壇らの用いた国内 9 地
震の平均断層幅は 12.0km なので，Wmax = 12.0km として，壇らの回帰線に合うように調整すると ∆σ = 4.3MPa になり，「壇ら (2011) の回帰線にあわせたモデル」のように，地震モーメントは壇らの回帰線上に載り，短周期レベルや応力降下量も大きくなる（アスペリティ面積比は 0.279 では大きすぎるため，断層モデルのレシピに従い Sa /S = 0.22 とした）．
*3： Fujii-Matsu’ura(2000) は，2 次元のトランスフォーム・プレート境界での準静的なテクトニックローディングによる有限長
断層運動シミュレーションから経験式 Mo = W L2 ∆σ/(aL + b) を導き，これを国内外の地震データに回帰させて，断層
平均応力降下量を ∆σ = 3.1MPa と求めている．ただし，リソスフェアの厚さ = 30km，剛性率 µ = 4.0 × 1010 N/m2 , a =1.4 × 10−2 , b = 1.0, W = 15km としている．ここでも，断層幅は 15km であり，12∼13km の震源断層に適用する際にはこの違いを考慮する必要がある．しかし，四国電力にも原子力規制委員会にも，この違いを考慮した形跡は見られない．
こうして得た全体の断層帯に対する地震モーメントを断層面積に応じて 54km モデルに比例配分している．
*4： 四国電力は入倉・三宅の手法を用いる際，短周期レベルや応力降下量を通常のレシピに従って求めるのではなく，レシピ
では 100km 以上の「長大な断層」に適用すべきとされている Fujii-Matsu’ura の手法を用いている．
*5： 通常の断層モデルのレシピに従い，入倉・三宅の手法で地震規模を求め，短周期レベルや応力降下量についても通常のレシピに従って求めた．上段の「A 法」とは短周期レベルからアスペリティ総面積を求める方法で，下段の「Sa /S = 0.22
法」とはアスペリティ総面積を断層面積の 22 ％に固定する方法である．A 法では，断層面積が大きくなるほどアスペリ
ティ面積の全断層面積との比 Sa /S が大きくなり，応力降下量が小さくなる．そのため，地震調査研究推進本部のレシピ
では，長大な断層に関しては Sa /S = 0.22 法を用いるように推奨し，「内陸地震によるアスペリティ総面積の占める割合は，断層総面積の平均 22% (Somerville et al., 1999)，15%〜27% (宮腰・他, 2001) であり，拘束条件にはならないが，こうした値も参照しておく必要がある」としている．壇らの Sa /S = 0.279 は平均像からかなり離れ，27%の上限も超えている．
*6：松田式 log10 L = 0.6M − 2.9 で断層長さ L[km] から気象庁マグニチュードを求め，換算式 log10 Mo [Nm] = 1.17M + 10.72
で地震モーメントを求め，修正レシピに従い，断層長さを L = 54.0 + 5.0 = 59.0km, 断層幅を W = 13.0 + 2.0 = 15.0km,
したがって，断層面積を S = 885.0km2 として通常の断層モデルのレシピを用いた．この場合，A 法では Sa /S = 0.411と過大になるため，Sa /S = 0.22 法の結果だけを示した．この場合の地震モーメントは壇らの 54km モデルや Fujii-Matsu’uraの 54km モデルにおける地震モーメントの値にほぼ等しい．こうなるのは，この規模の断層長さに対応する地震データには，壇らも Fujii-Matsu’ura も国内地震データを用いて回帰式を導いているからであり，入倉・三宅の手法による地震モーメ
ントがこれらの半分程度に小さくなっているのは，彼らの回帰式が北米中心の地震データに基づいているからである．

19

表 3: 壇ら (2011)[4] が用いた地震データと Wmax = W としたときの ∆σ # の変動量 ∆σ † /∆σ # ∗1
Wrup
km

Srup
km2

S
km2

W
km

Mo
20
10 N·m∆σ # ∗2
bar

∆σ †
∆σ #

1.5
0.46
0.27
0.36
0.33
0.11
0.18
0.0862
0.115

37
70
102
61
66
81
6
19
16

1.3
1.7
2.0
1.7
1.7
2.7
0.87
1.5
0.84

51（38）

（1.5）

64
24
66
9
68
45
20
34
35
16
23
20
57

1.5
1.4
0.69
0.89
0.90
1.2
1.2
1.2
0.77
0.88
0.62
0.60
1.0

地震名

M, MW

L
km

1891 濃尾
1927 北丹後1930 北伊豆
1943 鳥取1948 福井1978 伊豆大島
1995 兵庫県南部
2000 鳥取県西部
2005 福岡県西方沖

M8.0
M7.3
M7.3
M7.2
M7.1
M7.0
M7.3
M7.3
M7.0

80, 34
35
22
33
30
17
60
26
24

15, 13
13
12
13
13
10
20
14
20

1642
455
264
429
390
170
1200
364
480

1368
379
220
358
325
142
1000
303
400

12
11
10
11
11
8
17
12
17

国内算術平均 （括弧内は幾何平均）

40.1

14.4

599

499

12.0

1906 San Franscisco
1976 Motagua
1976 Tangshan
1988 Langcang-Gengma
1990 Luzon Island
1992 Landers
1997 Ardakul
1997 Manyi
1999 Kocaeli
1999 Hector Mine1999 Duzce
2001 Kunlun
2002 Denali

Mw 7.9Mw 7.5Mw 7.6Mw 7.0Mw 7.7Mw 7.3Mw 7.2Mw 7.5Mw 7.6Mw 7.1Mw 7.1Mw 7.8Mw 7.8

432
257
70
80
120
69
100
175
141
74.27
49
400
292.5

12
13
24
20
20
15
15
15
23.3
20
24.5
30
18

5148
3341
1680
1600
2400
1035
1500
2625
3285.31485.41200.5
12000
5265

4290
2784
1400
1333
2000
863
1250
2188
2738
1238
1000
10000
4388

10
11
20
17
17
13
13
13
19
17
20
25
15

海外算術平均 （括弧内は幾何平均）

174

19.2

3274

2729

16.0

37（31）（0.95）

全体算術平均 （括弧内は幾何平均）

119

17.2

2180

1817

14.4

43（34）

（1.1）

地震発生年

8.32
2.04
2.77
0.366
4.07
1.06
0.735
2.23
2.88
0.598
0.665
5.9
7.48

*1：壇ら (2011)[4] は，国内平均，海外平均，全体平均を表記していないが，ここでは算術平均を記載した．壇らは応力降下量については幾何平均をとって「平均的な値」としているようなので，その値も括弧内に示した．また，壇らは，震源断層の長さ L 以外は，断層面積 S と破壊面積 Srup ，断層幅 W と破壊幅 Wrup を区別している．震源断層は地下 3km から地
下 18km の間に広がると見なし，震源断層幅を一律に Wmax = 15km と設定して地震データに回帰させている．壇らは震源断層の S と W の値を表記していないが，S = (15/18)Srup ，Srup = LWrup としていることから，S = LW と置
いて W = (15/18)Wrup を求め，表記した．
*2：壇らは応力降下量として，静的応力降下量 ∆σ ではなく，Irie et al.(2010)[11] の動力学的断層破壊シミュレーション結果を用いる関係上，動的平均応力降下量 ∆σ # を用いている．前者は断層破壊の前後でのせん断応力の差になるが，後者は断層破壊活動中のせん断応力の差であるため，後者のほうが大きいが，せん断応力のシミュレーションモデル上は両者に差がないため，同じ値と見なしてよい．また，1bar= 0.1MPa である．
∆σ # を求める際，壇らの式 (6) の S には S = (15/18)Srup = LW の値を用い, LWmax の値を用いてはいない．そこ
で，これに合わせて，Wmax = 15km を Wmax = W としたときの ∆σ # の変動量 ∆σ † /∆σ # を求め，右端の列に示した．
∆σa# を求める際には式 (6) の L と S を Lmodel と Smodel = Lmodel Wmax に置き換えて，∆σ # = 3.4MPa となるように Lmodel と Smodel の値を求め，Lmodel の値を式 (7) の L に代入している．ここでも，Wmax = 15km としている．壇らは短周期レベル A の値が得られている 5 地震にこれを適用し，表 4 のように ∆σa# の値を求めている．そこで，(Lmodel , Wmax )=（L, W ）としたときの ∆σa# の変動量 ∆σa† /∆σa# を求め，表 4 の右端列に示した．

表 4: 壇ら (2011)[4] の方法に基づく震源断層モデルの面積 Smodel ，断層長さ Lmodel ，アスペリティ平均##†#
動的応力降下量 ∆σa および（Lmodel , Wmax ）=（L, W ）としたときの ∆σa の変動量 ∆σa /∆σa
発生年

地震名

1995 兵庫県南部
2000 鳥取県西部
2005 福岡県西方沖
1992 Landers
1999 Kocaeli
算術平均（幾何平均）A

Smodel1019 N·m/s2

km2
335
215
257
1070
2820
939

1.62
0.593
1.09
1.15
3.05

Smodel
S
0.34
0.71
0.64
1.2
1.0

Lmodel
km
22.3
14.3
17.1
71.3
188
62.6

20

LmodelL

Lmodel
Wmax

L
W

0.37
0.55
0.71
1.0
1.3

1.5
1.0
1.1
4.8
13

3.6
2.2
1.4
5.5
7.3

W

∆σa#

∆σa†

km
17
12
17
13
19
15.4
(15.1)

bar
320
67
190
50
130
15.2
(12.2)

∆σa#
1.9
1.4
1.3
0.85
1.3
1.34
(1.30)

を地震データの断層幅 W に設定し直した場合にからこの図を示されても，「おかしい」と誰ひとり∆σ がどの程度大きくなるかを調べると，表 3 の気付かなかった．四国電力が図の中に記した点を右端欄のようになる．全体では 1.1 倍でそれほど「単なる計算値」ではなく「客観的な地震データ」

変わらないが，国内 9 地震では 1.5 倍にもなる．こだと勘違いしたのではないかと思われる．これでのまま壇らの手法を国内地震に適用すると，応力は，「瑕疵のない厳格な審査だ」とは到底言えない．

降下量が明らかに過小評価されてしまう．つまり，アスペリティ平均応力降下量 ∆σa については，

Wmax = 15km と仮定して導かれた ∆σ = 3.4MPa

壇ら (2011) も四国電力も過小評価している．

は，断層幅の狭い国内地震に対しては過小評価だ

壇らは地震データのうち，短周期レベルのわかっと言える．

ている 5 地震のデータを下式に代入してアスペリ

国内地震に壇ら (2011) の手法を用いるのであティ平均応力降下量を表 4 のように求め，その幾れば，この断層幅の違いを考慮しなければならな

何平均から ∆σa = 12.2MPa と導出している3 ．

い．濃尾地震を含めた国内 9 地震の平均断層幅が∆σa =12.0km であることから，式 (6) で Wmax = 12km

A2 Wmax(7)
16πβ 4 Mo (0.5 + 2 exp(−L/Wmax ))と設定すると，図 27 の破線のようになり，壇らのここで，アスペリティ面積と断層面積の比 Sa /S を

回帰線 (黒い太実線) から外れる．Wmax = 12km

求めると，Sa /S = ∆σ/∆σa = 3.4/12.2 = 0.279と設定して，この回帰線に合わせるには応力降下となる．ところが，地震調査研究推進本部の断層量を ∆σ = 4.3MPa に引き上げねばならない2 ．つ

モデルのレシピ [15] によれば，この比の値は平均

まり，断層幅の狭い国内地震に壇ら (2011) の手法

0.22 で，0.17〜0.27 が妥当だとされており，0.279を適用するのであれば，∆σ = 4.3MPa としなけれは過大な部類に属する．同レシピでは，このようば，過小評価になるのである．

な場合には Sa /S = 0.22 とするよう推奨してお他方，四国電力はパラメータの検証と題して図り，∆σa = ∆σ/0.22 = 3.4/0.22 = 15.5 MPa，あ28 を審査会合で提示しており，Wmax = 13km とるいは，国内地震用の ∆σ = 4.3MPa を採用して，した回帰線を緑色で記している．四国電力は，こ∆σa = 4.3/0.22 = 19.5MPa とすべきである．

れが壇ら (2011) の回帰線だと主張しているが，大というのも，壇ら (2011) は ∆σa の値を求める

変な誤りであり，正しくは図 27 の黒い太実線のよ

際，Wmax = 15km と仮定するだけではなく，式うになる．四国電力の示した回帰線は図 27 の破(6) の L と S を Lmodel と Smodel = Lmodel Wmax に線で示した Wmax = 12km の回帰線に近い．これ置き換え，∆σ # = 3.4MPa となるように Lmodelは明らかに壇ら (2011) の回帰線から外れている．

と Smodel の値を求め，この Lmodel の値を式 (7) の四国電力は，断層幅 Wmax = 20.2km の北傾斜モ

L に代入している．壇らは短周期レベル A の値がデルについても図 28 の中に記し，「断層幅が 13km

得られている 5 地震にこのやり方を適用し，表 4よりも大きいため，壇の回帰線上には載らない」のように ∆σa の値を求めている．ところが，ことしている．断層幅 13km の回帰線そのものが壇うして得られた Lmodel と Smodel の値は表 4 に示らの断層幅 15km の回帰線に載ってはいないのだ

すように元データとは似ても似つかない値になっが，これほど断層幅が違うと，単純に断層幅に合ている．国内 3 地震では 0.3〜0.7 倍と極めて小さ

わせて応力降下量を小さくして壇らの回帰線に載い．このやり方には明らかに無理がある．念のたせるのが妥当かどうかが問われる．すなわち，壇め，(Lmodel , Wmax ) =（L, W ）としたときの ∆σaら (2011) の関係式そのものを見直すために動力学の変動量 ∆σa /∆σa を求め，表 4 の右端列に示し的断層破壊シミュレーションをやり直すべきであた．やはり，国内地震では 1.3〜1.9 倍になる．壇

ろう．ところが，原子力規制委員会は，四国電力

らのやり方では，∆σ より ∆σa の方が，過小評価

#

#

†

#

の度合いは大きいと言える．原子力規制委員会は
2

厳密に言えば，Wmax = 12km としてシミュレーションをやり直すべきだが，関係式は変わらないと仮定している．
なお，4.3MPa は表 3 の ∆σ # の算術平均値に等しくなっているが，たまたま一致しただけである．

21

壇ら (2011) の手法について，ここまで深く検討し3

ここでも，算術平均は 15.2MPa になり，幾何平均では小さくなることだけを指摘しておく．

てはいないと思われるが，480km モデルの地震動評価における基本論文である以上，その妥当性について独自に評価し直すべきであろう．
また，壇らの元になった Irie et al.[11] のシミュ
レーションでは，S 波速度は β = 3.46km/sec，剛性率は µ = 3.23 × 1020 N/m2 であり，480km モデ
ルの β = 3.5km/sec，µ = 4.00 × 1020 N/m2 より小さい．したがって，Wmax ，β ，µ を 480km モデルに合わせて動力学的断層破壊シミュレーションをやり直せば，応力降下量はさらに大きくなると推測される．
このような検証を行わずに，あくまで壇らの結果に従うというのであれば，四国電力は，上述した問題点を自ら検討し，∆σ = 3.4MPa，∆σa =12.2MPa でよいとする具体的な根拠を示すべきであろう．

図 29: 柏崎刈羽原発 1〜4 号での新潟県中越地震時の解放基盤表面地震動はぎとり波の応答スペクトル（東西 EW 方向）[32] （東電が推定した解放基盤表面

Fujii-Matsu’ura(2000) の手法についても，W =はぎとり波の最大加速度は 1699gal(1 号), 1011(2 号), 1113(3号), 1478(4 号), 766(5 号), 539(6 号), 613(7 号) である）

15km と設定したシミュレーション結果から，式(5) のパラメータを求め，地震データへ回帰させて∆σ = 3.1MPa を導出しているが，その適用に際しては同様に，断層幅の違いに関する具体的な検証

原発にとって重要な短周期の地震動評価では，応が必要だと言える．

力降下量と短周期レベルの値が決定的に重要であ

また，四国電力は入倉・三宅 (2001) の手法を用り，四国電力はこの修正レシピによる 54km モデ

いる際，表 2 に示すように，Fujii-Matsu’ura の応ルを使って地震動評価をやり直すべきである．

力降下量をそのまま用いているが，断層モデルのちなみに，480km モデルや 130km モデルではな

レシピでは，100km 以上の長大な断層に対してく 54km モデルをことさらに強調して取り上げた

適用すべきであり，54km という長大とは言えなのは，伊方 3 号に影響を及ぼす地震動を解析する

い断層帯に用いるべきではない．そこで，レシピ

際，敷地に最も近い 54km モデルによる影響が極通りに応力降下量を求めると，表 2 に示すとおめて重要だからである．480km モデルや 130km モ

り，(∆σ, ∆σa ) =(3.6MPa, 13.4MPa)，あるいは，デルにおいて，その一部としての 54km モデルの

Sa /S = 0.22 とする場合には (3.6MPa, 16.3MPa)

震源パラメータが過小評価されていなければ，そとなり，Fujii-Matsu’ura の応力降下量より大きくの地震動評価結果は妥当なものになると言えるかなる．さらに，先述したように，入倉・三宅 (2001)

らである．

の手法では地震規模が半分以下に過小評価される

JNES の 1,340 ガルの地震動や「69km 鉛直モデため，松田式 [19] で地震規模を求め，断層面積をルの耐専スペクトル」を 2 倍にした 1,800 ガル程広げる修正レシピ [14]（巻末注 3 参照）を用いる

度の地震動に相当するものは実際にも観測されてと，表 2 の最下段の結果が得られる．地震規模はいる．

ほぼ 2 倍に増え，応力降下量は (5.0MPa, 22.5MPa)

2007 年新潟県中越沖地震 (M6.8) では図 29 のよに増え，短周期レベルも大きくなる．国内で最近

うに 1699 ガル（解放基盤表面はぎとり波），2008

発生した M7 クラスの地震ではアスペリティ平均

年岩手・宮城内陸地震 (M7.2) では，表 5 のように応力降下量が 20〜30MPa となることから，これら

地中で 1,078 ガル（3 成分合成），解放基盤表面はの値は経験的にも平均像として妥当だと言える．

ぎとり波相当で図 30 のように NS 方向 2,000 ガル

22

2008 年岩手・宮城内陸地震は「震源を特定せず策定する地震動」の 16 地震のうちの一つに挙げられたが，一関西 (いちのせきにし) における表 5 の極めて大きな地震観測記録（地表で 4,022 ガル，地中で1,078 ガル）5 が採用された原発は未だにない．一
関西の地中地震計は深さ 260m，S 波速度 1,810m/sの固い岩盤に設置されており，原発の解放基盤表
面のせん断波 (S 波) 速度と同等と言える．地中観
測記録の応答スペクトルを 2 倍にした解放基盤表
面はぎとり波相当の応答スペクトルは図 30 の通り
であり，NS 方向で 2,000 ガルにもなる．泊原発の審査（2015 年 3 月）でようやくこの地震観測記録が検討されたが，図 30 の一関西以外の観測点での図 30: 岩手・宮城内陸地震 M7.2 で観測された地
中地震観測記録の応答スペクトル [9] を 2 倍にした「はぎとり波」相当の応答スペクトル [10]（一関

1/4 以下の小さな観測記録が採用されようとしている．その理由は「IWTH25（一関西）については，

西 IWTH25 観測点の「はぎとり波」は NS 方向で 2,000 ガルになり，短周期側で大きく盛り上がっている）

トランポリン効果，ロッキング振動の要因や大加速度が発生した要因を特定するため，地盤構造等

表 5: 2008 年岩手・宮城内陸地震 M7.2 による強震
観測値（加速度 [gal]，速度 [cm/s]）[1]
観測点
3 成分合成東西 南北 上下
一関西 (地表)(地中)

一関西 (地表)(地中)4022 gal
1078 gal
100.1cm/s
73.2cm/s

1143
1036
71.0
42.2

1433
748
61.5
37.2

の調査，調査結果を踏まえたはぎとり解析，および震源特性を踏まえた検討が必要である．それらの検討には相応の期間が必要であり，現時点で信

3866
640
84.7
68.5

頼性の高い基盤地震動の評価は困難である．
」[10]というものである．しかし，地表記録はともかく，
解放基盤表面相当の固い岩盤に設置された地中地（[10]p.31）の地震動が相次いで観測された．いず震計による地中記録にはトランポリン効果やロッれも伊方 3 号のクリフエッジを超えている．

キング振動による影響は見られない．2008 年 6 月

2007 年新潟県中越沖地震以降，震源特性として

14 日の強震動観測から 7 年以上が経つのに，一向

約 1.5 倍4 の不確実さを考慮し，深部地下構造や３に調査・解析が進まない．
「調査・解析を進めない次元地盤構造を詳細に調べることが常識となった．

ことが利益になるからサボタージュしている」とそのため，耐専スペクトルでは，内陸補正を行わしか思えないのである．震源近傍でせっかく取れないことで震源特性の不確実さを考慮することにた貴重な地震観測記録がこのような形で生かされなったのである．これに対応して，断層モデルでないままお蔵入りにされるのであれば，「地震観測も，不確実さの考慮として応力降下量（および短記録が新たに取れれば，震源を特定せず策定する

周期レベル）を「1.5 倍または 20MPa の大きい方」

地震動の考慮対象に組み入れる」と原子力規制委に設定することとし，「特に応力降下量が 20MPa 以

員会・原子力規制庁がいくら強調しても，説得力

下のサイトは適切性について再点検が必要」と注はない．
「大きすぎる地震動は考慮しない」という意している [8]．原子力安全規制は後追いでしかな

方針を採っているとしか思えないからである．

かったし，2011 年 3 月には決定的で致命的な「先5

入倉ら [13] は，P 波速度を 1/2 以下に小さくして短周期地震波を大きくし，Q 値を「劇的に小さく」して振幅を抑え，上下動の非対称性についてトランポリン効果等を考えれば，極めて大きな地表地震動の生成メカニズムを一応説明できるとしている．しかし，地中で 3 成分合成最大加速度は 1078galに達し，上下動の最大速度は 68.5cm/s で水平動 42.2cm/s(EW)の 1.5 倍を超えた．しかも，地表記録で見られた上下動の非対称性（トランポリン効果）は地中記録には見られない．この生成原因については不明なままである．

行規制の遅れ・失敗」を経験してしまった．このような経験を二度と繰り返してはならない．
4

東京電力や独立行政法人 原子力安全基盤機構 JNES の解析によれば，震源特性の要因で約 1.5 倍，深部地盤構造の伝播経路特性で約 2 倍，敷地下の古い褶曲構造などサイト (地盤) 特性で約 2 倍，合計約 6 倍に増幅されたという [32]．

23断層モデルの平均像における地震動の過小評価

解放基盤波は 1,100 ガル程度になり，伊方 3 号のクとその原因については，すでに述べたとおりだが，リフエッジ 855 ガルを超える．さらに，原子力安松田式の適用や修正レシピなどでこの平均像にお全基盤機構（現在は原子力規制庁）は国内の地震

ける過小評価が是正されたとしても，平均像から観測記録を反映した独自の断層モデルによる地震の偶然変動のバラツキを保守的に考慮する必要性

動解析を行い，M6.5 の横ずれ伏在断層で 1,340 ガが依然として残されている．これを定量的に評価

ルの地震動が起こることを明らかにしている．こするためには，実際の地震観測記録と断層モデル

れを基準地震動に採用すれば，伊方 3 号のクリフによる地震動評価結果をつきあわせて評価する以エッジを一層大きく超える．

外にない．たとえば，2008 年岩手・宮城内陸地震（２）「震源を特定して策定する地震動」の基本震の震源断層の長さと幅だけが分かっているとして，

源モデルとして，敷地前面海域断層群（中央構造線

一関西の地中観測点での地震動評価を断層モデル

断層帯）480km が採用され，耐専スペクトルと断で行い，地中観測記録と比較するのも一つの方法

層モデルによる地震動評価がなされているが，いである．このような比較検討ができないのであれずれも過小評価になっている．

ば，耐専スペクトルと同様に，少なくとも 2 倍の（2a） 650 ガルの基準地震動 Ss-1H を規定している

偶然変動を考慮すべきである．たとえば，要素地のは 69km 北傾斜モデルに対する耐専スペクトル

震の振幅を「平均像における不確実さ（地域性）（内陸補正なし）だが，69km 鉛直モデルについての考慮」からさらに少なくとも 2 倍にする（巻末は耐専スペクトルが「適用外」とされている．こ

注 4 参照）などして断層モデルによる地震動評価

れは，前者が 650 ガル弱で 855 ガルのクリフエッ

をやり直すべきである．

ジを下回る一方，後者では 900 ガル程度となって伊方 3 号の基準地震動はもとよりクリフエッジ

クリフエッジを超えるからである．また，ここにをもはるかに超える地震動が実際に起きている．

は最近 20 年間の震源近傍での地震観測記録は反このような地震動が実際にこれらの原発を襲うこ

映されておらず，現在見直し作業中であり，改定とになれば，炉心溶融事故を避けることはできな

後の耐専スペクトルを用いるべきである．さらに，

いであろう．福島第一原発事故を経験してもなお耐専スペクトルは平均的な応答スペクトルにすぎ「後追い規制」を続けることは，もはや許されない．

ず，地域差以外の偶然変動によるバラツキをも考慮すれば，少なくとも 2 倍の余裕を持たせるべき4である．そうすれば，69km 鉛直モデルで 1,800 ガ

結言ル程度，北傾斜モデルでも 1,300 ガル弱になり，い本意見書では，先の意見書 (甲 107)[38] を前提ずれにおいてもクリフエッジを超える．

とし，原子力規制委員会での審査会合を踏まえて， （2b） 断層モデルによる地震動評価は 69km 鉛直
伊方 3 号の基準地震動を精査し直し，「震源を特定モデルの耐専スペクトル（内陸補正なし）の 1/2

せず策定する地震動」と「震源を特定して策定す程度と小さく，明らかに過小評価である．

る地震動」のいずれにも重大な過小評価があるこ

四国電力は，断層幅を 15km と仮定した壇らとを明らかにした．その要旨は以下の通りである．

(2011) の手法を平均断層幅 12.7km の 480km モデ（１）「震源を特定せず策定する地震動」として，ルにそのまま用いる誤りを冒しており，壇らの回「2004 年北海道留萌支庁南部地震 M6.1 の解放基帰線から外れてしまっている．壇らの用いた濃尾盤波」が採用されている．ところが， この留萌支地震を含めた国内 9 地震の平均断層幅が 12.0km

庁南部地震においては，地震計の設置不足を補うであることから，回帰線に載るように断層幅をため，地域地盤環境研究所が震源断層モデルを用

12km として応力降下量を調整すれば，応力降下量

いて地震観測点以外の震源域内での地震動を再現

は (∆σ, ∆σa ) =(3.4MPa, 12.2MPa) から (4.3MPa,

解析しており，その最大値は地震観測記録の 1.8 倍

19.5MPa) へ 1.6 倍に増え，短周期レベルも 1.6 倍になる．これを考慮すれば，留萌支庁南部地震のになり，地震動評価結果は 900 ガル程度になって24

クリフエッジを超える．これは断層モデルによる

表 6: 主な原子力発電所における原子炉建屋の固有周期（水平南北 NS 方向，東西 EW 方向）[sec]

平均像の評価であり，「地域性とは異なる偶然変動」
を考慮していないことから，要素地震の波形を少なくとも 2 倍にするなど余裕を持たせる必要がある．そうすれば，断層モデルにおいても 1,800 ガル程度の地震動評価が得られることになろう．
（2c） これらは，原子力安全基盤機構の独自の断層モデルによる 1,340 ガルの地震動解析結果とも，2008 年岩手・宮城内陸地震の地中地震計による
1,078 ガル（3 成分合成，基準地震動と同じ解放基
盤表面はぎとり波相当で約 2,000 ガル）の地震観測記録等とも整合している．
つまり，「震源を特定せず策定する地震動」と「震源を特定して策定する地震動」のいずれにおいても地震動が過小評価されており，最新の知見に基づいて基準地震動を保守的に策定し直せば，伊方PWR 原発
泊1
泊2
美浜 1
美浜 2
美浜 3
高浜 1
高浜 2
高浜 3
大飯 1
大飯 2
大飯 3
大飯 4
伊方 1
伊方 2
伊方 3
玄海 1
玄海 2
玄海 3
玄海 4
川内 1
川内 2
敦賀 2

NS

EW

0.191
0.191
0.250
0.240
0.278
0.293
0.293
0.226
0.185
0.185
0.212
0.214
0.236
0.184
0.211
0.234
0.265
0.221
0.214
0.304
0.298
0.215

0.226
0.226
0.250
0.240
0.280
0.293
0.293
0.223
0.185
0.185
0.214
0.214
0.236
0.184
0.193
0.234
0.265
0.230
0.216
0.304
0.298
0.216

BWR 原発女川 1
女川 2
福島第二 1
福島第二 2
福島第二 3
福島第二 4
柏崎刈羽 1
柏崎刈羽 2
柏崎刈羽 3
柏崎刈羽 4
柏崎刈羽 5
柏崎刈羽 6
柏崎刈羽 7
浜岡 1
浜岡 2
浜岡 3
浜岡 4
志賀 1
島根 1
島根 2
東海第二
敦賀 1

NS

EW

0.244
0.207
0.424
0.458
0.468
0.469
0.441
0.431
0.433
0.467
0.402
0.444
0.443
0.250
0.257
0.278
0.279
0.201
0.250
0.229
0.451
0.213

0.234
0.203
0.423
0.460
0.473
0.472
0.441
0.431
0.434
0.467
0.402
0.433
0.432
0.247
0.256
0.276
0.278
0.203
0.240
0.211
0.452
0.213

3 号のクリフエッジを大きく超えることは避けられない．

範囲にあり，原子力発電所の耐震性を評価する上では，
この短周期側での評価が重要だと言える．
伊方 3 号についても，主要な建屋・構築物および機器・配管の固有周期は，表 8 に示すとおりであり，この範囲が重要であることがわかる．ただし，これらの固有周期は原子炉設置許可申請書等に記載された新設時のものであり，設計通りに施工され，腐食・減肉や応力腐食割れなどによるひび割れがないことが前提である．これらの老劣化現象が伴えば，当然，固有周期は変わる．
また，原子力発電所の大型機器や配管類は元々固有周期が長いのだが，サポートを多数設置することで無理矢理短周期にしているため，このサポートが地震動などで破断もしくはサポート機能喪失が起きると，固有周期は長くなる．固有周期が長くなると，地震動による応答 (応答速度や応答加速度等) が大きくなり，一層破壊が進む．ひどい場合にはこの繰り返しが一挙に生じて，カタストロフィックに大破断もしくは大変形を起こし，安全機能が失われることになる．
さらに，大きな地震動では建屋・構築物が弾性限界を超えて変形するため「非線形効果」と呼ばれる現象
が生じ，床応答スペクトルの特性が変わり，それに伴って施設の応答速度や応答加速度も変わる．
たとえば，伊方 3 号機のストレステスト (一次評価)[7]において，四国電力は当初，耐震裕度が 1.86Ss だと報告していたことから，基準地震動 Ss の 1.86 倍の地震動を与えて解析したところ，建屋の剛性低下等の影響によって建屋の床応答スペクトルの特性が変わり，建屋に設置している機器・配管系の耐震裕度が低下している．具体的には，ドロッパ盤が 1.86 から 1.52 へ，充電器盤が 1.97 から 1.45 へ，ディーゼル機関本体が 1.88
から 1.82 へ，再生熱交換器が 1.63 から 1.24 へ耐震裕

以上の知見の多くは，原子力規制委員会・原子力規制庁にも伝え，議論してきたところである．原
子力規制庁は，原子力安全基盤機構の断層モデル
について検討する必要性を 2015 年 1 月に認めながら未だに検討していない．耐専スペクトルが見直し作業中であると知りつつ，古いまま使っており，バラツキを考慮しようともしていない．断層モデルによる地震動過小評価についても「手法の違いによる」と居直っている．
「15.7m の津波」を試算しながら経済的利益のためにこれを無視した東京電力，貞観津波の危険性に気づきながらこれを放置した原子力安全・保安院と原子力安全委員会 −−− これらの過ちを繰り返してはならない．フクシマを教訓として，再度の原発重大事故による人格権侵害を未然に防ぐため，司法に課せられた責任は重い．

（注 1） 原発における重要施設の固有周期について
主な原子力発電所における 原子炉建屋 の固有周期は
表 6 に示すとおり，0.18〜0.47sec である．また，表 7のように，原子炉格納容器 は PWR で 0.214sec，BWR
で 0.444sec と BWR のほうがやや大きいが，主要な機器・配管 の固有周期は，PWR と BWR で大差はな
く，0.031∼0.144sec である．これより，排気筒など細長い構築物以外は，原子力発電所の 主要な建屋・構築
物および機器・配管類 の固有周期は，0.03∼0.5sec の25

（注 2） 耐専スペクトルの適用範囲について
2000 年鳥取県西部地震 (M7.3) において，震源断層のほぼ直上にある賀祥ダム (Xeq = 6km) で地震観測記
録が取れている．このダムは震源断層に接近しており，耐専スペクトルの等価震源距離 Xeq が極近距離よりかなり小さく，電力会社の基準によれば「適用範囲外」になるところである．ところが，その地震観測記録は，図17 のように，耐専スペクトル (内陸補正有) によく適合している．
この点については，2009 年の意見交換会 [33] でも，
原子力安全委員会の釜江克宏耐震安全性評価特別委員
会委員は賀祥ダムのデータに基づき，「そういうところ
でもまあまあ使えるというような，それは個別の話だと思うのですけれども．そういう，これは少し科学的な根拠があると思うのですけれども，そういうものが出てくれば，それを我々は受け入れて，それを基に最終的には個別に審査すべきだと思いますので．あの黄色 (引用者注：適用範囲外の領域) が全くデータがないからだめという話でも私はないような気がする．
」と発言し，入倉孝次郎委員長も同意していた．

表 7: 原子力発電所の主要な建屋・構築物および機器・配管類の固有周期の典型例 [sec]PWR(例) の代表機器名
原子炉容器
使用済燃料ラック制御棒駆動装置
ほう酸タンク
余熱除去冷却器
海水ホンプ
原子炉補機冷却水冷却器
格納容器スプレイ冷却器
原子炉格納容器（PCCV）
BWR(例) の代表機器名
原子炉圧力容器
使用済燃料貯蔵ラック
制御棒駆動系水圧制御ユニット
高圧炉心注水系ポンプ
残留熱除去系熱交換器
残留熱除去系ホンプ
原子炉補機冷却水系熱交換器
原子炉補機冷却海水ポンプ
主蒸気逃がし安全弁自動減圧機能用アキュムレータ
可燃性ガス濃度制御系再結合装置
原子炉格納容器

固有周期
0.055
0.042
0.063
0.078
0.037
0.050
0.041
0.037
0.214
固有周期
0.085
0.092
0.043
0.036
0.032
0.035
0.036
0.144
0.031

0.049
0.444

表 8: 伊方原子力発電所 1∼3 号機の主要な建屋・構
築物および機器・配管の固有周期 [sec][23]
対象設備（項目）
原子炉容器（支持構造物）
蒸気発生器（支持構造物）
炉内構造物（炉心そう）
一次冷却材管（本体）
余熱除去ポンプ（基礎ボルト）

1 号機
0.065
0.127
0.065
0.127
≤0.05

2 号機
0.063
0.066
0.063
0.066
≤0.05

3 号機
0.053
0.112
0.053
0.112
≤0.05

余熱除去設備配管（本体）

0.043
0.137
0.239
0.061
0.041
0.357

0.083
0.153
0.188
0.061
0.040
0.333

0.085
0.163
0.193
0.063
0.035
0.270

原子炉格納容器（本体）
原子炉建屋（外周壁）
制御棒クラスタ駆動装置

制御棒クラスタ案内管
燃料集合体

度が下がっている．入力地震動を 1.50Ss に設定し直すと，これら４設備の再評価値は，ドロッパ盤 1.57，充電器盤 1.50，ディーゼル機関本体 1.82，再生熱交換器
1.54 になり，1.5 以上の耐震裕度が確認されたとしている．この結果，炉心損傷に係るクリフエッジとなる
耐震裕度は 1.86Ss(1060 ガル) から 1.50Ss(855 ガル) に変更され，炉心損傷に係る機能喪失の原因となる設備等も当初のドロッパ盤から充電器盤に変更された．最近，四国電力は 2015 年 7 月，
「概ね 1,000 ガル程度の地震動に対して、耐震裕度を確保できることを確認した」とホームページで喧伝しているが，これは「耐震補強工事を受けてクリフエッジを評価し直した結果，クリフエッジが 1,000 ガルへ上がった」ということではな
い．耐震裕度の確保を主張するのであれば，四国電力
は「建屋・施設の非線形応答を考慮したクリフエッジの再評価」を行い，その結果をこそ公表すべきであろう．

26（注 3） 修正レシピによる地震動評価について
断層モデルの修正レシピ [14] とは，断層面積から地震規模を算出する入倉・三宅 (2001) の手法では地震規模が過小に算定されるため，断層長さから松田式で地震規模を求め，それに合わせて断層面積を広げた上で，応力降下量等を算出する手法である．
これを使うと通常のレシピと比べて応力降下量が大きくなるため，電力会社の中には修正レシピの適用には異論もあろうかと思われるので，参考のため，第 62回原子力安全委員会地震・地震動評価委員会及び施設健全性評価委員会 WG3(2010.3.3) 速記録 [3] から，徳山委員の「地震の物理からいって，あまりストレスドロップを今後バーンと上げて，そういうのがアンリア
レスティックだったらどうする」という質問に対する入倉孝次郎耐震安全性評価特別委員会委員長の発言を引用しておく．ただし，修正レシピはあくまで松田式に基づく地震調査研究推進本部による活断層評価との不整合に対する場当たり的な辻褄合わせにすぎず，本
来なら日本国内の地震データに基づいて断層モデルのレシピを根本的に大改定する必要がある．したがって，
修正レシピはそれまでのつなぎとしての意義しか持ち得ない．
○入倉耐特委委員長 私もそのとおり応力降下量を，レ
シピでいろいろ検討しているのでその範囲を逸脱して計算しても，安全のためにいいと言ってもあまり説得性がない．それで先ほどの 22km に納めようとすると問題があるということで，この背景の説明でよく分からなかった点があります．これは柏崎の時にもお願いしてやってもらったやつですが，地震調査委員会では長期評価と強震動評価．長期評価のいわゆる専門家というのは変動地形学であるとか，地質の専門家が評価しています．その変動地形や地質の専門家が地震規模を評価する時には．松田式しか今の点信頼出来るものがないということがあります．すると今回 22km ですね．
22km を松田式を当てはめると，気象庁マグニチュード
が 7.1 になる．それと 22km と地震発生層をモデル化
して断層面積等でやると MJ 7.1 にならないということがあります．そうすると同じ国の機関がやるのに，長期評価でやっているモデルと強震動でやっているモデ
ルがずれがあるのはおかしいのではないかということで，それで長期評価の意見を活かして，気象庁マグニ
チュード 7.1 になるモデル化もしましょう．そうすると
今，東原先生が言われた点ですね．地震発生層がある程度限られていると，地震発生層でないところがたくさん動くとするのは，やはり物理的におかしいのではないかということがあります．しかしながら実際には長さであるとか，幅に関してある程度のばらつきがあるから，ある程度は許容して，要するに気象庁マグニ
チュードが 7.1 をモデル化するモデル化の方法を，地震調査委員会は提案しています．その場合は長さもある程度長くして，幅も長くする。これは別に物理的意
味があるわけではないけれども，計算上のものですということで，気象庁マグニチュード 7.1 のモデル化として，ＬモデルというのとＷモデルで計算して下さい．
そうすれば一応気象庁マグニチュードを実現する地震動の計算が出来ます．これが３ページの左側のモデルだと思います．実際には 22km と．これは変動地形とかそういう観点で 22km と決まっているのに，なぜこんなことをするのかというご意見はあると思いますが，
気象庁マグニチュードを実現するためにはどうしてもこれをしないといけない．そうしないと今，徳山先生が言われたように狭いところに地震のエネルギーを閉じ込めないといけないということで，応力降下は非常に大きくなるということで，そうするとこれまでのいろいろな経験的な，地震の震源モデルの解析結果と大きくずれてしまうということがあるので，こういうふうにモデル化した．ですから，22km というふうに決まっているけれども，ここではそれを 25.7km にして，
気象庁マグニチュード 7.1 を計算したらどうでしょう
か．これは震源が特定出来る場合の計算です．震源を特定せずではないので先ほどの説明が震源を特定せずということを強調されたので，これは震源を特定して，かつ 22km なのに，なぜ M6.8 でいいんですかというご意見の方は当然おられると思います．そういう人たちに気象庁マグニチュードでやった場合にＭ 7.1 になるのなら，それで計算して比較してみましょう．これはやはり確認用の地震動として計算して，今徳山先生が言われるような考えで，応力降下量を無理やり上げるのではなくて，応力降下量は保存して，そのかわり長さ，幅は多少ばらつきの範囲内で動かすということで計算する．これは柏崎の時にも原子力安全委員会でお願いして，確認用地震動として計算していただいたものをここでもやっていただくということでよろしいのではないでしょうか．

いると錯覚しがちである．しかし，震源パラメータの平均像から震源特性や伝播経路特性などの地域性を「不確実さの考慮」として検討したとしても，それは依然として偶然性のバラツキを考慮したことにはならない．
断層モデルでは要素地震を観測点で重ね合わせて地震波を合成しており，この要素地震そのものに偶然変動のバラツキがあるからである．経験的グリーン関数法
では，検討用地震の震源断層またはその周辺で発生した M5 程度の小規模地震について原発サイトで観測した地震波を要素地震として用いるが，検討用地震のア
スペリティ応力降下量と当該地震の応力降下量との比で地震波の大きさを調整している．本来なら，こうして得た要素地震波のバラツキを検討し，保守的に要素
地震波を設定する必要がある．しかし，要素地震の数が少ない場合には，川内原発の耐専スペクトル評価における 2 倍の偶然変動を考慮して要素地震波を 2 倍に引上げるのも一つの方法であろう．

参考文献
[1]

防災科学技術研究所 (2008)：「平成 20 年 (2008 年) 岩手・宮城
内陸地震において記録されたきわめて大きな強震動について」，「加速度応答スペクトル＆速度応答スペクトル (h=5 ％)」[2]（財）地域地盤環境研究所 (2011)：震源を特定せず策定する地
震動に関する計算業務報告書 (2011.3)
http://www.nsr.go.jp/archive/nsc/taishinkojo/pdf/ukeoi 1.pdf[3]

中国電力 (2010)：島根原子力発電所基準地震動 Ss の策定について，第 62 回原子力安全委員会地震・地震動評価委員会及び施設健全性評価委員会 WG3 第 62-7 号および速記録 (2010.3.3)[4]

壇一男・具典淑・入江紀嘉・アルズペイマサマン・石井やよい(2011)：長大横ずれ断層による内陸地震の平均動的応力降下量の推定と強震動予測のためのアスペリティモデルの設定方法への応用，日本建築学会構造系論文集，第 670 号，2041-2050.

[5]

Fujii Y. and Matsu’ura M. (2000) : Regional Difference in Scaling Laws for Large Earthquakes and its Tectonic Implication, Pureappl. Geophys. 157, 2283-2302[6]

独立行政法人原子力安全基盤機構 (2005)：震源を特定しにく
い地震による地震動の検討に関する報告書 (平成 16 年度)，
JNES/SAE05-00405 解部報-0004(2005.6)
https://www.nsr.go.jp/archive/jnes/atom-library/seika/
000005757.pdf[7]

原子力安全・保安院 (2012)：四国電力伊方発電所３号機の安全性に関する総合的評価（一次評価）に関する審査書 (2012 年 3月 26 日[8]

原子力安全・保安院耐震安全審査室 (2012)：活断層による地震動評価の不確かさの考慮について（考え方の整理案），第 7
回地震・津波に関する意見聴取会（地震動関係）(2012 年 8 月
17 日)

[9]

原子力規制委員会 (2013)：震源を特定せず策定する地震動について，原子力規制委員会 発電用軽水型原子炉施設の地震・津波に関わる新安全設計基準に関する検討チーム第 10 回会合，震基 10-3(2013.3.22)[10] 北海道電力 (2015)：泊発電所 震源を特定せず策定する地震動について（コメント回答），第 210 回原子力発電所の新規制基準適合性に係る審査会合，資料１ (2015.3.20)[11] Irie, K., Dan, K., Ikutama, S., Irikura, K.(2010): Improvement ofkinetic fault models for predicting strong motions by dynamic rupturing simulation – Evaluation of proportionality constant between
stress drop and seismic moment in strike-slip inland earthquakes –,First Kashiwazaki International Symposium on Seismic Safety of
Nuclear Installations and Embedded Topical Meetings, 1-16.
[12] 入倉孝次郎・三宅弘恵 (2001)：シナリオ地震の強震動予測，地学雑誌，110，849-875（注 4） 断層モデルにおける偶然変動の考慮について
断層モデルでは最終的に地震波が得られるため，地震波の中に「偶然変動によるバラツキ」も考慮されて[13] 入倉孝次郎・倉橋奨 (2008):「2008 年岩手・宮城内陸地震の震源モデルと強震動−なぜ 4000 ガルの強震動が生成されたのか−」，
日本活断層学会 2008 年度秋季学術大会

27

[14] 地震調査研究推進本部地震調査委員会 (2008)：「全国を概観した地震動予測地図」2008 年版，付録３. 震源断層を特定した地震の強震動予測手法 (「レシピ」)（平成 20 年 4 月 11 日改訂），
46-74[34] 福井地方裁判所民事第 2 部（樋口英明裁判長）「平成 26 年 (ヨ)第 31 号大飯原発３，４号機及び高浜原発３，４号機運転差止仮処分命令申立事件」決定，主文および要旨 (2015.4.14)[35] 鹿児島地方裁判所民事第 3 部（前田郁勝裁判長）「平成 26 年
(ヨ) 第 36 号川内原発稼働等差止仮処分申立事件」決定，主文および要旨 (2015.4.22)[15] 地震調査研究推進本部地震調査委員会 (2009)：震源断層を特定した地震の強震動予測手法（「レシピ」）（平成 21 年 12 月 21日改訂）[36] 福井地方裁判所民事第 2 部（樋口英明裁判長）「平成 24 年 (ワ)第 394 号，平成 25 年 (ワ) 第 63 号大飯原発３，４号機運転差止請求事件」判決，主文および要旨 (2014.5.21)[16] 加藤研一・宮腰勝義・武村雅之・井上大榮・上田圭一・壇一男(2004)：震源を事前に特定できない内陸地殻内地震による地震
動レベル−地質学的調査による地震の分類と強震観測記録に基づく上限レベルの検討−，日本地震工学会論文集，第 4 巻，第4 号，46-86[37] 長沢啓行 (2006)：新しい「耐震設計審査指針 (案)」は，「自然の摂理」に耐えられるか？，若狭ネット第 98 号，8-23(2006.5.24)
http://wakasa-net.sakura.ne.jp/pre/news/98/98-3.pdf,
http://wakasa-net.sakura.ne.jp/pre/news/98/98-4.pdf,
http://wakasa-net.sakura.ne.jp/pre/news/98/98-5.pdf,[17] 関西電力株式会社 (2013)：大飯発電所基準地震動の評価について，第 59 回原子力発電所の新規制基準適合性に係る審査会合，
資料 2-3(2013.12.18)[38] 長沢啓行 (2013)：伊方原子力発電所の耐震安全性は保証されていない，「四国電力株式会社に対する伊方原発運転差止請求事件」に関する松山地方裁判所民事第２部への意見書 (甲107)(2013/12/26)[18] 九州電力 (2013)：川内原子力発電所第１・２号機の設置変更許可申請書，添付書類六 (2013.7.8)[19] 松田時彦 (1975)：活断層から発生する地震の規模と周期について，地震第 2 輯，第 28 巻，269-283.

[39] 若狭ネット編集局 (2014)：「川内 1·2 号の審査書案を受けた地
震動評価等に関するに関する 2014 年 7 月 29 日原子力規制委
員会・原子力規制庁との交渉」関連資料
http://wakasa-net.sakura.ne.jp/news/nrc20140801.pdf
http://wakasa-net.sakura.ne.jp/news/record20140729.pdf
http://wakasa-net.sakura.ne.jp/news/summary20140729.pdf[20] Murotani, S., Matsushima, S., Azuma, T., Irikura, K., Kitagawa,
S.(2010): Scaling Relations of Earthquakes on Inland Active
Mega-Fault Systems, American Geophysical Union, Fall Meeting
2010,S51A-1911(2010.12).
[21] Noda, S., Yashiro, K., Takahashi, K., Takemura, M., Ohno, S., Tohdo, M., Watanabe, T.(2002): Response spectra for design purposeof stiff structures on rock sites, OECD Workshop on the Relations
Between Seismological DATA and Seismic Engineering, Istanbul,
399-408(October, 2002)[40] 若狭ネット編集局 (2015)：「川内 · 高浜 · 大飯原発の基準地震
動と川内原発の火山に関する 2015 年 1 月 16 日原子力規制委
員会・原子力規制庁との交渉」関連資料
http://wakasa-net.sakura.ne.jp/news/nrc20150123.pdf
http://wakasa-net.sakura.ne.jp/news/nrc20150116rec.pdf
http://wakasa-net.sakura.ne.jp/news/nrc20150116summary.pdf[22] Scholz, C. H.(2002): The Mechanics of earthquakes and faulting,second edition, Cambridge University Press[23] 四国電力株式会社 (2007)：柏崎刈羽原子力発電所で観測されたデータを基に行う伊方発電所における概略影響検討結果報告書(2007 年 9 月 20 日）[24] 四国電力株式会社 (2013)：伊方発電所の発電用原子炉設置変更
許可申請書（3 号原子炉施設の変更），添付書類六，7.5 地震(2013.7.8)[25] 四国電力株式会社 (2013)：伊方発電所地震動評価 中央構造線断層帯の連動 (コメント回答），原子力発電所の新規制基準適合性に係る審査会合（第 39 回），資料 1-1(2013 年 10 月 30 日)[26] 四国電力株式会社 (2013)：伊方発電所地震動評価，原子力発電所の新規制基準適合性に係る審査会合（第 14 回），資料 1-1(2013年 8 月 28 日)[27] 四国電力株式会社 (2014)：伊方発電所 地震動評価 震源を特定して策定する地震動（中央構造線断層帯地震動評価）と基準地
震動の策定（コメント回答），第 156 回原子力発電所の新規制
基準適合性に係る審査会合，資料 1-1(2014.11.7)[28] 四国電力株式会社 (2014)：伊方発電所 地震動評価 震源を特定せず策定する地震動と基準地震動の策定（コメント回答），第173 回原子力発電所の新規制基準適合性に係る審査会合, 資料
2-1(2014.12.12)[29] 島崎邦彦 (2015)：活断層の長さから推定する地震モーメント，
日本地球惑星科学連合 2015 年大会，SSS28-07(2015.5.28)
http://www2.jpgu.org/meeting/2015/session/PDF/S-SS28/SSS2807.pdf[30] 島崎邦彦 (2015)：活断層の長さから推定される地震モーメン
ト：日本海「最大」クラスの津波断層モデルについて，日本活断層学会 2015 年度秋季学術大会予稿集 O-13(2015.11.28)
http://jsaf.info/pdf/meeting/2015/2015fall o1.pdf[31] 武村雅之 (1998)：日本列島における地殻内地震のスケーリング
則—-地震断層の影響および地震被害との関連—-，地震第２輯，
51，211-228．
[32] 東京電力 (2008)：柏崎刈羽原子力発電所における平成 19 年
新潟県中越沖地震時に取得された地震観測データの分析及び基準地震動について，耐震・構造設計小委員会 第９回地震・津波，地質・地盤合同ワーキンググループ，資料合同Ｗ 9-1-2，
37(2008.5.22)[33] 東京電力 (2009)：耐専スペクトルの適用性検討 (内陸地殻内地震を対象とした追加検討内容)，原子力安全委員会 耐震安全性評価特別委員会 地震・地震動評価委員会 「応答スペクトルに基づく地震動評価」に関する専門家との意見交換会，資料第 1-2
号 (2009.5.22)

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著者略歴
1975 年大阪大学工学部機械工学科 (蒸気工学) 卒業
1977 年大阪大学大学院工学研究科 博士前期課程
産業機械工学専攻 (生産システム工学) 修了
1977 年大阪府立大学工学部経営工学科助手
1986 年同講師
1988 年同助教授
1995 年同教授 (生産管理システム)
2001 年大阪府立大学評議員 (3.5 年)
2001 年大阪府立大学学長補佐 (1 年)
2009 年大阪府立工業高等専門学校長
2011 年公立大学法人大阪府立大学理事 (高専担当)
兼大阪府立大学工業高等専門学校長
社団法人日本経営工学会理事 (2000〜05)・
監事 (2005〜09)
社団法人日本経営工学会学会賞 (2008)・
学会貢献賞 (2010)大阪府立大学名誉教授 (2009)大阪府立大学工業高等専門学校名誉教授 (2013)
京都大学工学博士 (1985)

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