廃炉・汚染水対策事業費補助金
圧力容器/格納容器の耐震性・影響評価手法の開発
2017年度最終報告
2018年4月17日

技術研究組合 国際廃炉研究開発機構（IRID）

無断複製・転載禁止 技術研究組合 国際廃炉研究開発機構©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

No.2

目次
１．研究の背景・目的
1.1 本研究が必要な理由
1.2 本研究の成果の反映先と寄与
２．目標
３．実施項目とその関連、他研究との関連
3.1 本研究の実施項目
3.2 実施項目間の関連性
3.3 他研究との関連性
４．実施スケジュール
５．実施体制図
６．実施内容（１）大規模地震時における安全シナリオの構築（２）安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:1.5m）のS/C脚部検討結果【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.745m）のS/C脚部検討結果③地震応答解析手法の開発及び検証④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験（３）安全シナリオの高度化
７．まとめ©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

１．研究の背景・目的

No.3

1.1 本研究が必要な理由

 今後想定される廃炉作業の各プロセスについて、腐食による経年劣化や燃料デブリ落下の影響を考慮した耐震強度評価に基づき、
RPV/PCVの構造健全性を評価し、燃料デブリ取り出しやPCVの補修（止水）等の工法成立性を評価する。
【昨年度までの研究で残された課題】＜S/C脚部の耐震性＞
 S/C脚部補強を行うと、滞留水と地下水の水位逆転のリスクが生じる。
 一方、S/C脚部補強をしないと、S/C満水状態またはS/C内充填止水※では弾塑性解析をしても許容荷重を上回るリスクが残る。
＜RPVペデスタルの耐震性＞
 事故時に落下した高温の燃料デブリからの熱影響及び侵食によるペデスタルの耐震性の低下が懸念される。
＜大規模地震時の対応＞
 大規模地震時に、万一重要機器が損傷した場合の波及的影響が評価されていない。また、その場合の対策（防止・抑制策）が未検討。
※：ダウンカマ＋真空破壊弁止水本事業では、以下の耐震評価手法の開発を計画している。
a) S/C脚部： ＰＣＶ補修を行った状態での耐震評価手法b) ペデスタル ：事故による損傷・熱影響を受けた状態での耐震評価手法©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

１．研究の背景・目的

No.4

1.2 本研究の成果の反映先と寄与● 平成29年度の燃料デブリ取り出し方針の決定に向け、RPV/PCV機器の耐震強度評価による構造健全性の確認により、燃料デブリ取り出し工法の成立性を評価
本研究の成果①国プロで開発中の止水技術を適用した状態での耐震性評価手法の確立②大規模地震によるリスクを把握するために必要な情報（耐震評価結果）の取得③大型機器損傷時の安全シナリオに関わる設備の最適化を図るための情報（耐震評価結果）の取得

PCV補修PJ，燃料デブリ取り出しPJ等©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

２．目標

No.5

各項目に以下の目標を設定する。
1)大規模地震時における安全シナリオの構築
大規模地震によりペデスタル・圧力抑制室脚部が損傷したと仮定した場合に、
圧力容器・格納容器等の大型機器及びそれに接続する設備に及ぼす波及的
影響を整理し、その防止・抑制策を検討する。
2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発
ペデスタルについて、事故時の格納容器内温度や燃料①ペデスタル部、圧力 デブリの拡がり状況に関する最新の知見を反映した健全抑制室脚部の耐震性・ 性評価を実施する。
影響評価手法の開発
圧力抑制室脚部について、極限解析（弾塑性解析）による耐震性の評価を実施する。
ペデスタルについて、地震応答解析により地震荷重の②耐力評価及び地震 評価手法を検証する。
荷重評価手法の検証
圧力抑制室脚部補強後のS/C、ベント管等の耐震性評
価を実施する。
③地震応答解析手法
時刻歴応答解析等による圧力抑制室脚部の耐震評価の開発及び検証を実施する。
3）安全シナリオの高度化
圧力抑制室脚部の耐力をより合理的に評価・検証する手法を検討する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３．実施項目とその関連、他研究との関連

No.6

3.1 本研究の実施項目(1)大規模地震時における安全シナリオの構築
長期にわたる燃料デブリ取り出し作業に向けて、取り出し状態における大規模地震による大型機器への影響評価を行い、万一、当該機器が損傷した場合の波及的影響について評価を行う。また、その場合の対策（防止策、緩和策）案を考察する。さらに冷却・閉じ込め等への波及的影響の防止・抑制に関する評価を行う。

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発
S/C脚部の地震応答を実際に想定し得る地震荷重で評価するため、地震応答解析手法の開発を行う。また、
S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発を行う。このため、時刻歴解析等を実施しS/C脚部に作用する荷重をより現実的に算出するとともに、S/C脚部について、極限解析（弾塑性解析）による耐震性評価を行う。
②ペデスタル部の耐震性・影響評価手法の開発
圧力容器、スタビライザー等を一体とした大型機器連成モデルを用いた地震応答解析を行い、実際に想定し得る地震荷重を算出し、評価を実施する。
ペデスタルについて、事故時の格納容器内温度や燃料デブリの拡がりに関する最新知見を踏まえたペデス
タルの耐震性・影響評価手法を開発し、耐震性評価を行う。コンクリート内の鉄筋の高温腐食試験を行い、強度低下の評価手法を検証する。

(3)安全シナリオの高度化
上記（２）において開発した評価手法の更なる高度化を図るために、実際に想定し得る地震荷重、拘束条件を踏まえた解析や試験等の確認方策を検証する。必要に応じて、詳細解析や材料試験を実施し、安全シナ
リオの見直しを行う。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３．実施項目とその関連、他研究との関連

No.7

3.2 実施項目間の関連性
耐震性・影響評価手法の開発PJ
PJ（１）大規模地震時における安全シナリオの構築（２）安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①ペデスタル部、圧力抑制室脚部の耐震性・影響評価手法の開発（３）安全シナリオの高度化②耐力評価及び地震荷重評価手法の検証③地震応答解析手法の開発及び検証

実際に想定し得る地震荷重、拘束条件を踏まえた解析や試験等の確認方策を検証する「燃料デブリ取り出し方針の決定」に資する情報©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３．実施項目とその関連、他研究との関連

No.8

3.3 他研究との関係性（1/3）

圧力容器／格納容器の耐震性・影響評価手法の開発
燃料デブリ・炉内構造物の取り出し技術の開発関連PJ（工法・システム高度化等）

原子炉格納容器漏えい箇所の補修技術の開発原子炉格納容器漏えい箇所の補修技術の実規模試験

input

燃料デブリ取り出し工法

outputinput

耐震強度評価による燃料デブリ取り出し工法の成立性検討結果

止水箇所・工法

output

耐震強度評価による止水工法の成立性検討結果

原子炉格納容器内部調査技術の開発
input

燃料デブリ落下位置・範囲、侵食状
況などPCV内の状況

総合的な炉内状況把握の高度化
input

output

耐震強度評価による裕度の低い
機器（調査部位）の提示

事故時の温度、燃料デブリ侵
食量などRPV/PCV内の状況©International Research Institute for Nuclear Decommissioning：研究開発プロジェクト：インプット・アウトプット

４．実施スケジュール（全体工程）

No.9

第１期
事項／年度

H23
(2011)

H24（2012）

第２期
H25（2013）

H26(2014)

H27(2015)

H28(2016)

H29(2017)

燃料デブリ・炉内構造物の取り出し技術の開発関連PJ
原子炉格納容器漏えい箇所の補修技術の開発・実規模試験
原子炉格納容器内部調査技術の開発

他関連PJ

燃料デブリ臨界管理技術の開発
総合的な炉内状況把握の高度化
他PJと調整入力：温度、水質データ、燃料デブリ落下位置・範囲、中性子吸収材、廃棄物等の情報）
出力：裕度の低い機器のリストアップ／リスト更新（内部調査、補強方法、燃料デブリ取り出し工法見直し等の検討依頼）

1. 実事故履歴分析に基づく試験条件
の検討
基礎試験

実機条件を考慮した構造材料腐食試験

2. 原子炉容器の構造材料腐食試験

全体工程からみた今回の実施範囲

冷却水の流動や異種金属接触による腐食加速影響評価

3. 原子炉注水配管等の腐食評価

コンクリート侵食状況の検討（基礎データ整備）

4. 圧力容器ペデスタルに対する高温

燃料デブリによる侵食の影響評価

燃料デブリ落下影響評価
試評価

腐食抑制策の確立▼

腐食抑制策詳細評価

5. 腐食抑制策の開発

概念設計・管理要領の策定▼

6. 腐食抑制システムの概念設計
7. 圧力容器ペデスタル鉄筋コンク

試評価

新規PJ「圧力容器/格納容器の耐震性・影響評価手法の開発」で実施

詳細評価

リート劣化評価

燃料デブリ取り出し方針の決定へ

試評価

8. 原子炉容器、圧力容器ペデスタルの耐震強度評価

耐震強度評価による燃料デブリ取り出し工法の成立性評価

新規PJ「圧力容器/格納容器の耐震性・影響評価手法の開発」で実施©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

４．実施スケジュール
項目ITEM

主要工程

月次

No.10
平成28年度4月

5月

6月

交付決定(4/18)

7月

8月

中間報告

9月

10月

備考

平成29年度
11月

12月

1月

2月

中間報告

3月

4月

中間報告

ＨＰ１

5月

6月

7月

8月

9月

燃料デブリ取出し方針の決定

10月

11月

12月

1月

中間報告

2月

3月

最終報告

中間報告

安全シナリオ構築

安全シナリオ検討( １)大規模地震時における安全シナリオの構築
対策案の検討ＨＰ１： 安全シナリオの構築に必要な実施項目を抽出する

安全シナリオに対する対策

中間報告(IRID内）( ２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①ペデスタル部、Ｓ／Ｃ脚部の耐震性・影響評価
手法の開発

ペデスタル部の耐震性・影響評価手法の開発

Ｓ／Ｃ脚部の耐震性・影響評価手法の開発②耐力評価及び地震荷重評価手法の検証（ペデスタル部）

試験条件の整備中間報告（IRID内）

中間報告（IRID内）

ペデスタル部の評価手法の開発完了

中間報告（IRID内）
Ｓ／Ｃ脚部の耐震性・影響評価手法の開発完了

中間報告（IRID内）

中間報告（IRID内）

中間報告（IRID内）

中間報告（IRID内）

試験完了

コンクリート内鉄筋の高温腐食試験

建屋－大型機器連成系の地震応答解析③地震応答解析手法の開発及び検証（Ｓ／Ｃ脚部）

中間報告（IRID内）
Ｓ／Ｃ脚部の地震応答解析（時刻歴）（ ３） 安全シナリオの高度化（ ４）成果のまとめ，事業実施報告書の作成

解析完了

地震応答解析手法の開発完了
中間評価(IRID内） 安全シナリオの高度化
高度化のための確認方策の検証

事業実施報告書作成

今年度実施スケジュール©International Research Institute for Nuclear Decommissioning５．実施体制図

No.11
技術研究組合国際廃炉研究開発機構（本部）○○

全体計画の策定と技術統括のとりまとめ
技術開発の進捗などの技術管理のとりまとめ

日立GEニュークリア・エナジー株式会社リーダー

東芝エネルギーシステムズ株式会社
サブリーダー(1)大規模地震時における安全シナリオの構築(1号機)(2) 安全シナリオ構築のための耐震性・影響評
価手法の開発(1号機)i)ペデスタル部、圧力抑制室脚部の耐震性・影響評価手法の開発
ii) 耐力評価及び地震荷重評価手法の検討
iii)地震応答解析手法の開発及び検証(3)安全シナリオの高度化(1号機)(1)大規模地震時における安全シナリオの構築(2,3号機)(2) 安全シナリオ構築のための耐震性・影響評
価手法の開発(2,3号機)
i)ペデスタル部、圧力抑制室脚部の耐震性・影響評価手法の開発
ii) 耐力評価及び地震荷重評価手法の検討
iii)地震応答解析手法の開発及び検証(3)安全シナリオの高度化(2,3号機)(株)日立パワーソリューションズ○重要機器損傷を想定したPCV影響評価○PCV強度解析補助

株式会社IHI○重要機器損傷を想定したPCV影響評価○PCV強度解析(株)日立産業制御ソリューションズ○動的解析による地震応答解析補助

東芝プラントシステム株式会社○動的解析による地震応答解析補助

ＪＦＥテクノリサーチ株式会社○高温履歴付与PCV鋼材の材料強度試験

鹿島建設株式会社○RPVペデスタル
鉄筋高温腐食試験及び耐震評価

鹿島建設株式会社○RPVペデスタル
鉄筋高温腐食試験及び耐震評価

コクヨ株式会社○資料・データの整理
東京電力ホールディングス株式会社
福島第一廃炉推進カンパニー（研究連携）©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.12

６．実施内容©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.13(1)大規模地震時における安全シナリオの構築①大規模地震時における安全確保の考え方②大規模地震に起因する大型機器損傷の想定③大型機器損傷による波及的影響の検討④大規模地震時における安全シナリオの構築©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築

No.14【実施概要】
本プロジェクトでは、大規模地震による大型機器への影響評価と並行して、大規模地震による大型機器の損傷を起因とする潜在的なリスクに対しての安全シナリオ［安全機能の維持または事故収束における対応の流れ］を構築する。
【目的】
燃料デブリ取り出し時における地震の潜在的なリスクへの対応を図るため、燃料デブリ取り出し開始までに実施すべき
設備対策および準備すべき機動的対応を纏めることで燃料デブリ取り出し計画（工法選定）に資することを目的とする。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築

No.15＜検討対象＞
燃料デブリ取り出しに向けた種々の取組みにおけるリスクについては、各事業（PCV補修ＰＪ、サンプリングＰＪ、燃料デブリ取り出しＰＪなど）を中心に検討を進めている。
本事業では、地震起因の大型機器損傷事象について、事故収束のための設備が現状から変化する、燃料デブリ取り出し用の設備設置以降の安全シ
ナリオについて検討する。［現状のリスク把握・対処は国プロ範囲外（事業者
燃料デブリ
実施内容）のため］
燃料デブリ
現状(国プロ範囲外)取り出し用
システム設置

取り出し開始時間軸

異常事象（全体）

地震起因の異常事象
大型機器の損傷事象

本事業での検討対象©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築①大規模地震時における安全確保の考え方

No.16(i) 地震による大型構造物の損傷に対しては、敷地境界での被ばく線量を基準値以下とすることを目的とした安全シナリオを検討する。
安全シナリオについては、地震時の有効性を考慮し、常設設備と機動的対応の組み合わせを検討する。[*1](ii) 大型構造物損傷の損傷について、波及的な影響を整理し、各事象に対して影響度（被ばく線量）を踏まえた設備を検討する。[*2](iii) 安全シナリオの構築においては、１Ｆ固有の状況を考慮する。
[例]・ PCVおよび建屋については、過度な被ばく無しに完全止水する（静的バウン
ダリとする）ことが技術的に困難である[*3] [*4]。
・ 放射性物質の減衰により、大規模な公衆被ばくに繋がるリスクが低下している。
[*1] 燃料デブリ取り出し工法・システム、耐震・被ばく評価の結果を踏まえ、安全シナリオは適宜見直しを行う。
[*2] 最終的に（実機設計段階では）、リスク［事象の発生頻度×影響度（被ばく線量）］に応じた設備の信頼性を確保することが理想ではあるが、現時点では地震ハザード等の不確定性が大きいことから確率的な議論の前段階として、被ばく量による重みづけを検討。
[*3] 軽水炉では閉じ込め機能を静的なバウンダリにより達成しているが、1Fでの静的バウンダリ構築には多大な被ばくを要する見込みであることから、動的な機器による信頼性確保（多重性や多様性の確保）を含めて検討する。
[*4] 現状、安全機能［冷却(注水)/臨界管理(未臨界監視)/閉じ込め(地下の水位差管理)］は、動的機器により確保している。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築②大規模地震に起因する大型機器損傷の想定

No.17

大規模地震により損傷の可能性がある大型機器として、以下を想定。
［損傷を想定する大型機器］(a) PCV
昨年度までのPCV耐震評価により、耐震裕度が比較的低い結果となった箇所
はS/C脚部であるが、1～3号機の実機状態に不確かさがあることから、破損箇所を限定せず安全シナリオを構築する。
(b) ペデスタル
現時点で耐震裕度が把握されていない箇所（本事業にて耐震評価を実施）⑤PCVスタビライザ④原子炉遮へい壁①D/Wシェル
⑦RPVペデスタル（別紙）③PCVペネ②ベント管①S/Cシェル

損傷想定(b)：ペデスタル※耐震性未評価

損傷想定(a)： PCV※破損場所は 限定しない（①～⑥のいずれか）⑥コラムサポート

昨年度までのPCV耐震評価対象部位©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築②大規模地震に起因する大型機器損傷の想定［（a) ＰＣＶ］

No.18

・1～3号機のPCVは事故により損傷しており、気密容器（静的バウンダリ）としての機能は喪失している。また、完全な気密性を確保するための補修は現実的に（線量面で）困難な状態である。
・上述の状況を踏まえ、PCVについては以下の安全に関わる機能が要求されると考えている。
機能１：PCV開口（気相）の増加を防止し、動的機器（排気ファン等）による差圧管理[*1]を可能とする。
機能２：PCV開口（液相）の増加を防止し、動的機器（排水ポンプ等）による水位制御[*2]を維持可能とする。
[*1] 現状：正圧（～数kPa）
燃料デブリ取り出し時 ：負圧（100Pa以上）[*2] 現状：トーラス室水位を制御
燃料デブリ取り出し時 ：D/W, S/C, トーラス室水位を制御⇒PCV(S/C)に関連する機能は、気相／液相によって相違することから、S/C脚部損傷によって開口が生じる箇所（『気相』／『液相』）毎に波及的影響を検討する。
項目

想定

備考

破損モード

地震荷重によりS/C脚部が損傷し、PCVバウンダリのうち許容変位（応力）が小さい箇所に開口が発生（拡大）開口箇所

開口の場所は限定せず、
耐震裕度の低いS/C脚部が損
ＰＣＶバウンダリのいずれか（気相／液 傷した場合の推定損傷箇所は相）に生じることを想定
次紙参照

開口面積

最大想定：ベント管ギロチン破断

耐震解析から開口面積の評価
は困難©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.19②大規模地震に起因する大型機器損傷の想定［（a) ＰＣＶ］
＜参考＞

S/C脚部損傷に伴う開口想定箇所［１号機］
S/C脚部が損傷した場合の移動量（最大想定）に基づき、バウンダリの損傷（開口）が想定される箇所を下図に示す。
aeb
水平方向最大移動想定

fcd
水平方向移動想定
移動量458mmg
鉛直方向移動想定
移動量745mm©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.20②大規模地震に起因する大型機器損傷の想定［（a) ＰＣＶ］
＜参考＞

S/C脚部損傷に伴う開口想定箇所［２／３号機］
S/C脚部が損傷した場合の移動量（最大想定）に基づき、バウンダリの損傷（開口）が想定される箇所を下図に示す。
d

a

b

c
水平方向最大移動想定
移動量557mmf

鉛直方向移動想定
移動量159mme©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築②大規模地震に起因する大型機器損傷の想定［（b) ペデスタル］

No.21

ペデスタルはRPVの支持機能を有した設備である。また、ペデスタル損傷により落下物（コンクリート片など）が発生する場合には、これによるPCV内の安全機能を有した機器への影響を考慮する必要がある。
機能１：RPVの支持機能（RPVの変位を制限）
機能２：自身の損傷による落下物（コンクリート片）による安全系設備[*1]への影響防止[*1] 燃料デブリ取り出し時の安全系設備の構成例は次紙参照。

⇒『ＲＰＶの移動』および『コンクリート片の落下』による波及的影響を検討する。
項目

想定

破損モード

地震荷重によりペデスタルに亀裂が発生、一部コンクリート片が落下、強度不足となった場合にはRPVが移動

RPV移動量－（PCV内で移動することを想定）

コンクリート片 －落下量（D/W下部[ペデスタル内外]に落下することを想定）

備考

RPV移動により、接続配管（ペネを含む）の損傷を想定［影響範囲の想定は次紙参照］
コンクリート片の落下により、D/W下部の機器に衝突・損傷することを想定［影響範囲の想定は次紙参照］©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

21

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築②大規模地震に起因する大型機器損傷の想定［（b) ペデスタル］

No.22

ペデスタルの損傷による機器の損傷を想定する範囲を以下に示す。
＜燃料デブリ取り出し時の設備構成案＞
液体系システム(全体イメージ図)※

気体系システム(全体イメージ図)※

RPV移動による機器への直接的な影響（損傷）の想定範囲

コンクリート片の落下による機器への直接的な影響（損傷）
の想定範囲

【凡例】
青字:常用の対処設備
赤字:非常用の対処設備
緑字:監視設備

監視計器略号
Ｌ：水位計
Ｔ：温度計
Ｐ：圧力計
Ｆ：流量計
ｎ：中性子モニター
R：線量モニター※本図は、機能要求を満足するための実施形態の一例であり、設備の設置位置（R/Bの内外）や機器の型式を特定するものではない。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築③大型機器損傷による波及的影響の検討［（a) PCVの損傷］

No.23

PCVの損傷に伴う波及的影響を検討し，現時点で影響が大きいと考えられる事象を抽出（(a)－１，２）。各事象の影響については、関連ＰＪでの検討を反映する。
PCVの損傷

1次バウンダリ(液相)開口面積の増加

閉 A
漏えい流量増加B

トーラス室水位上昇

環境への汚染水放出 (a)－１
１次バウンダリ中の液体（燃料デブリ由来の粒子を含む）が放出

冷 C
D/W水位低下閉
1次バウンダリ(気相)開口面積の増加

1次バウンダリ
負圧度低下

D

E

燃料デブリ
温度上昇

ＦPの揮発

１次バウンダリ中の気体（燃料デブリ由来の粒子を含む）が放出

気相への
放出量増加
(a)－２

気相の
(a)－３
放出量増加
Ｆ

PCVへのインリーク量増加に【条件】
よって水素濃度は低下する
D/W内酸素濃度上昇
燃焼
A：「漏えい流量＞排水設備容量」or「排水設備機能喪失」
Ｂ：「建屋／サブドレン水位逆転」［短期］「1次バウンダリ保有水量＞地下階バッファ容量」かつ（「漏えい流量＞排水設備容量」or「排水設備機能喪失」［長期］排水設備機能喪失（長期）閉：放射性物質の閉じ込め機能に関わる事象
Ｃ：「漏えい流量」＞「注水流量」
冷：崩壊熱の除去機能に関わる事象
Ｄ：「D/W水位が冷却の必要水位以下」
臨：未臨界維持機能に関わる事象
Ｅ：「セシウム融点(約200℃）以上」※破線は、現時点で可能性が少ないと推定される条件／事象
Ｆ：水素濃度は減少、時間的猶予大（プラント状態に関する知見を反映し、適宜見直しが必要。）
23©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築③大型機器損傷による波及的影響の検討［（b) ペデスタル］
ペデスタル
の損傷

RPV移動

燃料デブリ(RPV周り)の落下

RPV接続配管（注水配管）破損

臨
再臨界

冷

気相の
放出量増加

RPV注水量低下

A

PCV内設備破損
閉

燃料デブリ(D/W下部)の熱伝達率低下
燃料デブリ(D/W下部)
の変形

【条件】
A：破損モードとして、配管の破損、設備の故障を想定。
［配管の閉塞（PCV排気ラインなど）の考慮していない。］
B：D/W底部については、注水している限り冷却可能と想定。

(b)－２
燃焼

燃料デブリ温度上昇（除熱能力低下）

気相への
放出量増加

(b)－４

取り出し設備破損(b)－１

D/W内酸素濃度上昇

D/W取水機能喪失
監視計器故障コンクリート
片の落下

気相へのＦＰ追加放出

閉 1次バウンダリ
負圧度低下

PCV破損

No.24

(b)－３

設備破損によるリスクが大きい場合
は、設備設計段階で、取扱い量の制限や防護装置を検討

放出量増加

冷 燃料デブリ温度上昇（除熱能力低下）
B
臨
再臨界

気相への
放出量増加
気相への
放出量増加

※破線は、現時点で可能性が少ないと推定される条件／事象（プラント状態に関する知見を反映し、適宜見直しが必要。）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

24

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築④安全シナリオの検討［（a) PCVの損傷］ （１／２）

No.25

影響が大きいと想定される事象に対する、波及的影響への対処（安全シナリオ）の検討結果を示す。設備については、燃料デブリ取り出しＰＪなどと連携し、適宜見直しを行う。
対処設備[案]
No.

対処すべき事象検知設備[案]

備考
通常

異常時

機動的対応

(a)－１ 環境への汚染水放出 トーラス室水位計 常用トーラス室（PCV漏えい量増加に D/W水位計
排水設備
よる建屋／サブドレン S/C水位計
水位逆転）

非常用トーラス室
排水設備

可搬式トーラス室
排水設備(a)－２ 気相への放出量増加 ダストモニタ（燃料デブリの温度
PCV温度計上昇）

非常用注水設備or
常用注水設備（注水流量増加）

常用注水設備

非常用トーラス室
排水設備
地下バッファタンク

１次バウンダリ保有水量≦地下階バッファ容量［気中工法］
１次バウンダリ保有水量＞地下階バッファ容量［冠水工法］

可搬式注水設備

かけ流しの流量は確保
可能
漏えい量によってD/W
水位は低下＜説明（例）＞事象(a)-１の安全シナリオ
・S/C脚部損傷により、PCVからトーラス室への漏えい量が増加した場合には、トーラス室の水位上昇（またはD/W, S/C水位計の変化）により検知する。
・対処設備（異常時）※によりトーラス室からの排水を実施し、トーラス室の水位上昇を防止する。
※対処設備（異常時）は、１次バウンダリの保有水量による。
・上記対応で収束しない場合には、対処設備（機動的対応）により、トーラス室からの排水を実施し、建屋とサブドレンの水位逆転を防止する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

25

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築④安全シナリオの検討［（a) PCVの損傷］ （２／２）

No.26

対処設備[案]
No.

対処すべき事象検知設備[案]

備考
通常

異常時

機動的対応

(a)－３ 気相への放出量増加 PCV圧力計
常用１次バウンダ 非常用２次バウン 可搬式２次バウン（PCV負圧度低下）
建屋内モニタリン リ排気設備（PCVの ダリ排気設備（建 ダリ排気設備
屋の負圧維持）
グ設備
負圧維持）
※補足
※補足

※補足
地震によりPCV（１次バウンダリ）が負圧を維持できないほど大規模に損傷するような事象に対し、事象発生後にシステム側で対処するためには、以下のような課題がある。
・２次バウンダリを利用するため、設備規模が過大となる。
・２次バウンダリの耐震健全性が必要となる。
（特に、R/Bの開口が負圧を維持不可能となるほど増加しないこと）
・機動的対応については、時間的猶予が短く対応が困難な可能性がある。
事故後の対処が困難な場合には、事象発生前（取り出し作業中）の段階で、PCV内の放射能濃度の制限する方法（他プロジェクト検討中）が有効と考えられる。
例） 燃料デブリを加工する近傍に浄化設備を設置 [基盤技術PJ]
PCV排気を循環運転 [工法・システム高度化PJ]
燃料デブリ加工量を制限 [工法・システム高度化PJ/基盤技術PJ]
26©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築④安全シナリオの検討［（b) ペデスタル損傷］

No.27

対処設備[案]
No.

対処すべき事象検知設備[案]

備考
通常(b)－１ 気相へのＦＰ追加放出 中性子モニタ
（再臨界）
臨界モニタ
ダストモニタ

異常時

機動的対応

常用ホウ酸水注水 非常用ホウ酸注水 可搬式ホウ酸注水 臨界監視設備のうち、
設備
設備
設備
希ガスモニタはペデスタ
ororor
ル損傷の影響なし
非溶解性中性子 注水量低下
D/W排水設備
吸収材（D/W水位低下） （D/W水位低下）(b)－２ 気相への放出量増加 PCV圧力計
常用１次バウンダ 非常用２次バウン 可搬式２次バウン（PCV負圧度低下）
建屋内モニタリン リ排気設備（PCVの ダリ排気設備（建 ダリ排水設備
屋の負圧維持）グ設備
負圧維持）※補足(前頁)※補足(前頁)(b)－３ 気相への放出量増加 中性子モニタ（燃料デブリの温度上 臨界モニタ
昇）
ダストモニタ

常用注水設備

非常用注水設備or
常用注水設備（注水流量増加）

可搬式注水設備(b)－４ 監視計器異常

当該監視計器（例：中性子モニタ）

代替監視計器（例：非常用臨界モニタ）

代替評価方法
当該事象による直接的（例：建屋外のガス な被ばく量の増加はない
モニタリング）－ ※異常信号（例：中性子モニタ）

D/W水位は維持された状態（D/W取水設備が使用出来ない場合、注水は不可）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

27

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築④安全シナリオの検討［耐震評価結果概要］

No.28

本事業では、安全シナリオの検討と並行して、耐震評価手法の開発を行った。評価手法の開発に合わせて実施した解析の結果（概要）を下表に示す。
表．耐震評価結果概要[*1]
評価対象

条件

PCV(S/C
脚部以外)

気中工法～冠水工法

PCV(S/C脚部)

S/C内充填止水条件[*１]でのＳ／Ｃ脚部等の弾性時刻歴解析
S/C内充填止水条件[*１]でのS/C支持部の極限解析（弾塑性解析）
詳細解析（1号機：時刻歴弾塑性解析）（2/3号機：ベント系の詳細解析）

ペデスタル

コンクリートと鉄筋の強度劣化を考慮
ＭＣＣＩによる浸食影響を考慮[*２]

１号機

２号機

３号機

○
(前期国プロ)○(前期国プロ)○(前期国プロ)△（15年後）△（40年後）△（40年後）△（40年後）○○○○（40年後）

○

○

○

○

○

[*1] いずれも600gal（Ss地震動）で、Ｓ／Ｃ内充填量低減ケースでの解析結果。△はＳ／Ｃ内機器一部×でS/Cシェルは○。
[*2] 600gal（Ss地震動）で、ＭＣＣＩ浸食影響考慮ケースの解析結果。

 S/C脚部については、基準地震動Ss（600gal）条件での耐震性を確認した。
 ペデスタルについては、事故時高温履歴および燃料デブリによる浸食を想定した１号機について、想定条件に対する耐震性を確認した。
 但し、S/C脚部、ペデスタルいずれの解析は、実機条件の不確実さを伴う解析結果であることに注意が必要である。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning28

④安全シナリオの検討（影響のまとめ［現状］）

No.29

現時点での被ばく評価結果およびシステム検討状況に基づき、大型機器損傷に起因よる事象の相対的な影響を以下に示す。被ばく評価については、手法を含めて検討中の段階（工法・システ
ム高度化PJ、臨界管理ＰＪ）ではあるが、No.(a)-1水位逆転による汚染水放出の潜在的な影響が大きい可能性があり、設備の信頼性確保については特に注意が必要となる見込み。
損傷
機器
PCV

発生頻度
No.

対処すべき事象(a)－１ 環境への汚染水放出（建屋/サブドレン水位逆転）(a)－２ 気相への放出量増加（燃料デブリの温度上昇）(a)－３ 気相への放出量増加（差圧喪失による漏えい）

ペデス (b)－１ 気相へのＦＰ追加放出
タル（再臨界）(b)－２ 気相への放出量増加（差圧喪失による漏えい）(b)－３ 気相への放出量増加（燃料デブリの温度上昇）(b)－４ 監視計器異常

影響（被ばく量）

大型機器 対処設備
損傷
機能喪失

大：事故時基準を超える可能性あり
中：事故時基準以下
小：事故時基準より
十分小さい

評価技術
を開発中

公衆：小～大[*2]
作業者：小～大[*2]

(詳細設
計段階で
評価)
詳細設計
段階で
[*1]
評価技術 評価
を開発中

(詳細設
計段階で
評価)

備考
(被ばく評価の枠組み)

公衆：小（<<1mSv） 工法システム
高度化ＰＪ
作業者：小
公衆：中（≒5mSv）
作業者：中
公衆：小（<<1mSv）
作業者：中臨界管理PJ

公衆：中（≒5mSv）
工法システム
作業者：中
高度化ＰＪ
公衆：小（<<1mSv）
作業者：小―（直接の増加なし）－[*1] 今後設置する設備のため、設備信頼性は調整可能（耐震補強、多重化／多様化など）。現時点では有意な差がないと仮定。
[*2] 汚染水漏えい時の被ばく評価手法については類似の実績ある評価手法がないため、評価の不確実さは大きい。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning（現状は保守側の想定を記載しているが、現実的な評価手法が確立されれば、影響が小さくなる可能性もある。）

(1)大規模地震時における安全シナリオの構築

No.30

＜まとめ＞

 大型機器（S/C脚部、ペデスタル）の損傷事象に伴う波及的影響のうち、影響（被ばく量）の大きい事象について、それぞれの対処方法を検討。基本的に他事業［工法・システム高度化ＰＪ］で検討を進めている燃料デブリ取り出し時のシステムでの不足はないという結果。（大型機器が損傷した場合でも，公衆・作業者の防護のための手段がある。但し，システムの地震時の有効性を確保する必要がある。）
 想定される影響（被ばく量）が比較的大きい可能性がある「PCV(液相部)損傷による漏水量増加」に対処する設備は、地震時の有効性に加えて設備信頼性の確保（設備多重性など）の面での注意が必要と考えられる。
 「PCV(気相部)損傷による放出量増加」については、事故後にシナリオ側で対処する場合の課題が大きい（設備規模、成立性など）ことから、燃料デブリ取り出し時のPCV放射能濃度の制限することが有効と考える。
 耐震評価の結果、大型構造物（PCV,ペデスタル）について、一定条件（600gal）※１
での耐震性が確認された。そのため、地震に起因する大型機器損傷に対処する設備や損傷を防止するための耐震補強技術を導入する場合※２には、有効性を示すために同等以上の耐震性が求められる。

※１：S/C脚部補強無しでダウンカマ止水する場合には、S/C水位現状以下およびダウンカマ止水材高さ0.68m以下(1号機) 0.745m(2/3号機）が条件。（関連：PCV補修PJ）
また、実機状態（特にペデスタル浸食状態）については不確定性があることは注意が必要。
※２：現在開発中の技術としては、工法・システム高度化PJでのペデスタル補強工法 [1号機]©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.31(2)安全シナリオ構築のための耐震性影響評価手法の開発①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:1.5m）のS/C脚部検討結果【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.745m）のS/C脚部検討結果③地震応答解析手法の開発及び検証④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.32

燃料デブリ取り出し時の想定PCV水位と必要な止水範囲［１号機の例］「原子炉格納容器漏えい箇所の補修技術の開発PJ」にて検討している燃料デブリ取り出し時の想定PCV水位レベルおよび止水範
囲として、ケース2-2に示すS/C脚部の耐震性評価を実施する。
S/C脚部補強無し想定ケース
ケース1 DW水位T.P.5031（ベント管付根下端レベル）

・気中-上アクセス工法
・気中-横アクセス工法

ケース2-1 DW水位T.P.5864（真空破壊ライン付根レベル）

ケース１
OP.6467（ベント管付根下端レベル）

・止水なし
・S/C脚部補強無し
耐震性○（弾性解析評価OK）

異常時の影響・気中-上アクセス工法
・気中-横アクセス工法

ケース2-2 DW水位T.P.5864（真空破壊ライン付根レベル）

・気中-上アクセス工法
・気中-横アクセス工法

ケース3 DW水位T.P.7564（トーラス室天井面レベル）

・気中-上アクセス工法
・気中-横アクセス工法

ケース２－１
OP.7300（真空破壊ライン付根レベル）

・ベント管止水・S/C脚部補強無し

・ベント管+真空破壊ライン止水・S/C脚部補強無し

・ストレーナ＋クエンチャ＋ダウンカマ止水
・真空破壊ライン止水・S/C脚部補強無し

耐震性○（弾塑性解析評価OK）*1

課題
・かけ流しでの燃料デブリ取り出し方法
・D/Wからの取水方法

課題
・ベント管止水方法
・D/Wからの取水方法

建屋内水位＜地下水水位

建屋内水位＜地下水水位

耐震性○（弾塑性解析評価OK）*1

耐震性未評価課題
・ストレーナ・ダウンカマ止水方法
・D/Wからの取水方法

課題
・ベント管止水方法
・D/Wからの取水方法

建屋内水位＜地下水水位

建屋内水位＜地下水水位

S/C脚部補強有り想定ケース
・気中-上アクセス工法
ケース4 DW水位T.P.12564（電気配線貫通部より下のレベル）

・ベント管+真空破壊ライン+クエンチャ・ストレーナ止水・S/C脚部補強有り
耐震性○（弾性解析評価OK（ケース７代表））
課題
・上部補修止水が困難
・ベント管止水方法
・D/Wからの取水方法
異常時の影響建屋内水位＞地下水水位

ケース5 DW水位T.P.18564（炉心支持板上面レベル）

・気中-上アクセス工法

・ベント管+真空破壊ライン+クエンチャ・ストレーナ止水・S/C脚部補強有り
耐震性○（弾性解析評価OK（ケース７代表））
課題
・上部補修止水が困難
・ベント管止水方法
・D/Wからの取水方法

建屋内水位＞地下水水位

注）耐震性評価はS/C脚部の耐震性評価結果を示す。15年後の腐食量を想定した結果である。
＊1：2倍勾配法（設計・建設規格JSME S NC1-2005）を適用、耐震条件は600gal

・水中-上アクセス工法
ケース6 DW水位T.P.22564（上部格子板上面レベル）（シアラグより下）・ベント管+真空破壊ライン+クエンチャ・ストレーナ止水・S/C脚部補強有り
耐震性○（弾性解析評価OK（ケース７代表））
課題
・上部補修止水が困難
・ベント管止水方法
・D/Wからの取水方法

建屋内水位＞地下水水位

ケース7 DW水位T.P.37159（ウェル満水）・水中-上アクセス工法

・ベント管+真空破壊ライン+クエンチャ・ストレーナ止水・S/C脚部補強有り
耐震性○（弾性解析評価OK）
課題
・上部補修止水が困難
・ベント管止水方法
・D/Wからの取水方法

ケース４～７のS/C
脚部補強
有の場合
は地下水
水位逆転
のリスク有

建屋内水位＞地下水水位©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.33①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果＜目的＞
・S/C脚部の耐震性評価は、昨年度、事故15年後時点での評価を実施。その結果、ダウンカマを1.5ｍ埋設した場合、コラムサポートは許容荷重を満足せず、ダウンカマを０．６８ｍ埋設した場合は許容荷重以内であることがわかった。
・このため、燃料デブリ取り出し作業の継続性を確認するため、事故40年後腐食を考慮したダウンカマ０．６８ｍ埋設でのＳ/Ｃ脚部の耐震性評価を実施する。
今年度解析実施

解析実施ケース

H28-1①

H28-1②

H29①（DW水位T.P.7564）（トーラス室天井面レベル）

・将来想定：15年後・建屋損傷モデル・D/W水位 ：T.P.7564
・S/C内：コンクリートT.P.1524（ダウンカマかぶり厚さ1500mmの場合）
・トーラス室：T.P.-2366
・ベント管内：満水
・真空破壊管内：補修考慮
・オペフロ階付加設備：
その他付加荷重（セル、
燃料取り出し装置等）：約6100ton・小部屋埋設：なし
・減衰定数：
ｺﾝｸﾘｰﾄ 5%、鋼材1%（建設時設計用）
・地震波：現行Ss（600gal）

・将来想定：15年後・建屋損傷モデル・D/W水位 ：T.P.7564
・S/C内：コンクリートT.P.704（ダウンカマかぶり厚さ680mmの場合）
・トーラス室：T.P.-2366
・ベント管内：満水
・真空破壊管内：補修考慮
・オペフロ階付加設備：
その他付加荷重（セル、
燃料取り出し装置等）：約6100ton・小部屋埋設：なし
・減衰定数：
ｺﾝｸﾘｰﾄ 5%、鋼材1%（建設時設計用）
・地震波：現行Ss（600gal）

・将来想定：40年後・建屋損傷モデル・D/W水位 ：T.P.7564
・S/C内：コンクリートT.P.704（ダウンカマかぶり厚さ680mmの場合）
・トーラス室：T.P.-2366
・ベント管内：満水
・真空破壊管内：補修考慮
・オペフロ階付加設備：
その他付加荷重（セル、
燃料取り出し装置等）：約6100ton・小部屋埋設：なし
・減衰定数：
ｺﾝｸﾘｰﾄ 5%、鋼材1%（建設時設計用）
・地震波：現行Ss（600gal）

・ストレーナ＋クエンチャ＋ダウンカ
マ止水・真空破壊ライン止水・S/C脚部補強無し

H26-1の床応答加速度の時刻歴波
形を用いて評価する。

同左

H28-2-3の床応答加速度の時刻歴波
形を用いて評価する。

・事故15年後腐食を考慮
・弾性解析ではSu値を超える
・コラムサポート部について
2倍勾配法でも許容荷重を満足せず。
⇒S/C脚部補強が必要

・事故15年後腐食を考慮
事故40年後腐食を考慮した・弾性解析ではSu値を超える
ダウンカマ０．６８ｍ埋設で・コラムサポート部についてのＳ/Ｃ脚部の耐震性評価を2倍勾配法で許容荷重を満©International ResearchInstitute for Nuclear Decommissioning
実施。
足した。

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果

1F-1

No.34

S/C（サプレッションチェンバー）内コンクリート埋設量想定ケース■T.P.1524埋設
ダウンカマを1.5ｍ埋設した場合は、大規模地震時にS/C脚部を含むS/C
各部破損の可能性あり。（事故15年後腐食想定の昨年度解析結果）（PCV補修開発での要素試験では止水性を確認済み）■T.P.704埋設
埋設量を軽減（ダウンカマ0.68ｍ
埋設）した場合は、事故15年後腐食想定の昨年度解析では、コラム
サポートは許容荷重以内である。
このため、今年度は、事故40年後の腐食想定の解析を実施する。
（ダウンカマ0.68ｍ埋設）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.35①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果
1F-1 ・１号機の評価フロー
今年度事故40年後腐食想定の解析実施
・評価対象のモデル化（時刻歴地震応答解析）

1号機 ドライウェル推定減肉量（片面） (mm)
事故後
10年
15年
2.15

推定減肉量

1.09

推定減肉量

40年

1.36

2.30

一次応力≦Suの場合は終了
供用状態Dsの許容値に対しSuまで緩和一次応力＞Suの場合・評価対象のモデル化（弾塑性解析（2倍勾配法））

機器（耐圧部）

3.40

1号機 サプレッションチェンバ
推定減肉量（片面） (mm)
事故後
10年
15年

・地震荷重の算出（時刻歴弾性地震応答解析）

・準用規格①に基づく応力評価（供用状態Ds，またはSu）

2.44

40年

準用規格

①JEAC 4601-2008 耐震設計技術規程②JSME SNC1-2005 設計・建設規格③JSME SNA1-2012 維持規格
崩壊荷重Pc

支持構造物

・許容崩壊荷重の算出
・準用規格②に基づく弾塑性解析
地震荷重＞許容荷重の場合・崩壊荷重の算出
・準用規格③に基づく弾塑性解析・時刻歴弾塑性地震応答解析・試験による検討（局所崩壊・低サイクル疲労等の評価）（材料試験の実施）

地震荷重≦許容荷重の場合は終了
許容荷重の算出においては、塑性域を考慮した極限解析を実施する。許容荷重は0.9Pcとする。なお、応力―ひずみ線図は降伏応力をmin(2.3Sm,0.7Su)とした弾完全塑性体を考慮する。

応力

ひずみ

許容荷重0.9Pc
弾性範囲

地震荷重≦崩壊荷重の場合は終了
崩壊荷重の算出においては、塑性域を考慮した極限解析を実施する。許容荷重は崩壊荷重Pcとする。
なお、応力-ひずみ線図は実機のミルシートでσy σuを調査し，ASME SecⅧのひずみ硬化を考慮する。

Sm

設計応力強さ

Sy

設計降伏点

Su

設計引張強さσy

降伏応力©International Research Institute for Nuclear Decommissioning
実際の挙動を把握するため、時刻歴弾塑性地震応答解
析を実施する。
σu
引張強さ

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果

1F-1

No.36

・解析モデル（事故４０年後）(1/2)（１）ベント系＋Ｓ／Ｃ系の解析モデル

・ベント管に作用する地震荷重及びコラムサポートに作用する地震荷重を算出するため、ベント管とS/C系はビーム要素でモデル化する。
・S/C内コンクリート埋設によりダウンカマ取付部の地震時応力が厳しくなると予想されるため、ダウンカマとベントヘッダはシェル要素でモデル化する。
・時刻歴地震応答弾性解析は，固定部より時刻歴加速度を入力して解析モデルを強制加振させる。
・弾塑性解析(2倍勾配法)は，各要素に加速度を静的に負荷する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果

No.37

1F-1 ・解析モデル（事故４０年後）(2/2)

ベント管取付部のシェルモデル

・ベント管取付部の応力評価は、時刻歴地震応答解析で得られたベント管取付部の荷重を上図に示すシェルモデルに負荷して評価する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.38①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果

1F-1

PCV構造健全性評価結果（1F-1 準用規格①に基づく応力評価）

・汚染水の建屋外への漏えい抑制の観点から、S/C脚部補強なしの評価ケースとして事故40年後腐食を考慮した部分冠水状態（Ｄ／Ｗ水位T.P.7.564ｍレベル）で、ダウンカ
マを０．６８ｍ埋設した場合についての応力評価を実施した。
評価では「JEAC4601-2008 原子力発電所耐震設計技術規程」を準用し、時刻歴弾性地震応答解析による応力評価を実施した。
・応力評価点は、 P1 ベント管取付部（ベント管とD/W胴の接合部A、ベント管とベント
ヘッダの接続部B）、 P2 コラムサポート、P3ダウンカマ取付部とした。
コラムサポートP1 A

P1 A
ベント管とD/W胴の接合部

ベント管

ベントヘッダー
ブレーシング

トーラス胴P3

ヘッダーサポート

ダウンカマ取付部

コラムサポート（外側）P2©International Research Institute for Nuclear Decommissioning
P1 B ベント管とベントヘッダの接続部

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.39①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果

今回解析結果1F-1（弾性解析結果）

T.P.704

T.P.704注）・ベント管取付部の一次応力の許容値は，設計・建設規格より，供用状態Dsにおける温度50℃の値とし，（）内の値はSuとする。
・コラムサポートの応力強さは，組合せ応力（圧縮＋曲げ）σc/fc＋cσb/fbとした。（）内は許容値（fc及びfb）に常温でF値をSu値として評価（圧縮に対してはF値を1.2Syとした）した値。
・ダウンカマ取付部の一次応力の許容値は温度50℃におけるSu値とする。

「S/C内コンクリート（T.P.704）」において，今年度解析実施の「40年後相当」は、 ベント管取付部（ベント管とベントヘッダーとの接続部）及びコラムサポートは１５年後相当と同じようにSu値を超えている。 また、ダウンカマ取付部もSu値を超えている。ここで、Suを超えたコラムサポートの変形挙動を把握するため、次頁に述べる弾塑性解析（2倍勾配法）を実施した。上取り出し（D/W水位T.P.7.564ｍ）©International Research Institute for Nuclear Decommissioningを考慮した大型機器系連成モデルの地震荷重による応力評価では、許容値を超える部位があることが分かった。

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.40①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果

PCV構造健全性評価結果（1F-1 準用規格②に基づく弾塑性解析）
前項において許容値を満足しなかったコラムサポートについて、「JSME設計・建設規格」
を準用し、弾塑性解析（2倍勾配法）による評価を実施した。
今回解析結果1F-1

準用規格②に基づく弾塑性解析結果

T.P.704

T.P.704

注記：＊１）水平震度は，ベント系モデルとS/C系モデルを連成させた解析モデルの弾性時刻歴解析から得られた
トーラス胴中心の最大応答加速度を示す。
＊２）許容荷重Pcrは，崩壊荷重Pｃに0.9を乗じた値を示す。
コラムサポートは，クラスＭＣ支持構造物であるが，JSME設計・建設規格の炉心支持構造物の規定であるCSS-3160を準用して，極限解析（弾塑性解析）による評価を実施した。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning
応力―ひずみ曲線は弾完全塑性体とし，降伏応力をmin（2.3Sm，0.7Su）とした。
崩壊荷重Pc及び許容荷重Pcrは，JSME設計・建設規格のCSS-3160を準用して定めた。 崩壊荷重Pcは，荷重―変位量の曲線（弾塑性解析結果）において，弾性範囲の荷重軸に対する2倍の勾配の直線を求め，この直線と荷重―変位曲線の交点を定めた。この交点を崩壊荷重Pcと定義した。 許容荷重Pcrは，崩壊荷重Pcに0.9を乗じた値とした。

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果

No.41

PCV構造健全性評価結果（1F-1 準用規格③に基づく弾塑性解析）
コラムサポートについて、「JSME維持規格」を準用した弾塑性解析（2倍勾配法）
による評価を実施した。
1F-1
準用規格③に基づく弾塑性解析結果
維持規格を準用した評価では，
Ｓ／Ｃ脚部の実機ミルシートの降伏点σｙと引張強さσu を考慮
し， ASME SEC.VIII Div.2
ANEX3-Dで定義される応力―ひずみ曲線を参照して，ひずみ硬化を考慮した応力―ひずみ曲線を用いた。ここで，許容荷重
Pcrは崩壊荷重と同じ２倍勾配点を用いた。

T.P.704

弾塑性解析（2倍勾配法）の結果、「40年後相当、S/C内コンクリート（T.P.704） 」の弾完全塑性体を用いた解析©International Research Institute for Nuclear Decommissioning
ケースでは、コラムサポートは崩壊荷重以下であったが、0.9倍した許容荷重を満足しないことがわかった。また，維持規格を準用したひずみ硬化を考慮した弾塑性解析結果から、崩壊荷重（=許容荷重）以下であることがわかった。

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果

No.42

1F-1（ダウンカマ埋設0.68m）のまとめ＜時刻歴地震応答弾性解析結果＞
・S/C内充填水（ダウンカマ埋設：かぶり厚さ0.68ｍ）での事故40年後では、コラムサポート，ベント管とベントヘッダーとの接続部及びダウンカマ付根部でSu値を超えることがわかった。
＜弾塑性解析結果（２倍勾配法）＞
・時刻歴地震応答弾性解析で許容値を満足しなかったコラムサポートについて、弾塑性解析（２倍勾配法）を実施した結果、「JSME設計・建設規格」（弾完全塑性体）を用いた場合では、許容荷重（0.9×崩壊荷重）を満足しなかったが,「JSME維持規格」（ひずみ硬化）を準用した場合では、許容荷重（＝崩壊荷重）以下に収まることがわかった。
＜S/C内機器（ベント管とベントヘッダーとの接続部及びダウンカマ付根部）破損想定の影響評価＞
・大規模地震時に、万一S/C内機器が破損することを想定した場合、D/W底部冠水がS/C内に漏水する可能性があることがわかった。もし、S/C内に漏水した場合はS/C内バッファ容量が十分大きいため（次頁参照）Ss地震後に機動的対応が可能と思われる。
以上のことから、S/C脚部を補強しないでダウンカマを埋設する場合は、埋設深さを0.68ｍとすることが必要である。⇒PCV補修止水PJに提示
・また、S/C内において、Ss地震時、止水材とダウンカマの密着が悪くなり止水性能が劣化する場合を想定した場合、S/C内に漏水する可能性があるが、S/C内バッファ容量が十分大きいため（次頁参照）
Ss地震後に機動的対応が可能と思われる。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning42

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.43①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果

1F-1

参考資料

PCV冠水量とS/Cバッファ容量（１号機）
冠水状態
D/W底部冠水※

冠水量（m3）

S/Cバッファ容量（m3）

５４０

３０００

※：T.P.7622

S/Cバッファ容量
トーラス室天井面

サブドレン稼働時地下水位想定：T.P.-1736

S/C止水材充填©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:1.5m）のS/C脚部検討結果

No.44

1F-2/3 ・目的・昨年度は、コンクリートをT.P.2964（S/C内機器が全て埋設される位置）まで充填させた場合の評価を実施した結果、S/C脚部に許容値を上回る荷重が発生することを確認した。
・今年度は、コンクリートをT.P.389（ダウンカマが1.5m埋設される位置）まで充填させた場合の評価を実施する。
解析実施ケース
H29-1（DW水位T.P.7564）（トーラス室天井面レベル）・ストレーナ＋クエンチャ＋ダウンカマ止水・S/C脚部補強無し
備考

・将来想定：40年後・建屋損傷モデル・D/W水位：T.P.7564
・S/C内：コンクリートT.P.389（ダウンカマかぶり厚さ1500mmの場合）
・トーラス室：T.P.-3196
・ベント管内：満水・オペフロ階付加設備：
その他付加荷重（セル、
燃料取り出し装置等）：約4710ton
・小部屋埋設：なし
・減衰定数：
コンクリート 5%、 鋼材 1%（建設時設計用）
・地震波：現行Ss
H25-2の床応答スペクトルを用いて評価する。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.45②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:1.5m）のS/C脚部検討結果

1F-2/3

S/C（サプレッションチェンバー）内コンクリート埋設量想定ケース■T.P.389埋設
ダウンカマを1.5ｍ埋設した場合の解析を実施する（事故40年後の腐食想定）。

T.P.7564

ベントヘッダ

ベント管

T.P.389
1500mm

ダウンカマ
Ｓ／Ｃ脚部

T.P.-3196
T.P.-3496©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.46②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:1.5m）のS/C脚部検討結果

1F-2/3 ・評価フロー
今年度事故40年後腐食想定の解析実施

・評価対象のモデル化
準用規格①JEAC 4601-2008 耐震設計技術規程②JSME SNC1-2005 設計・建設規格③JSME SNA1-2012 維持規格

・地震荷重の算出（応答スペクトラム解析）

・準用規格①に基づく応力評価（供用状態Ds，またはSu）

供用状態Dsの許容値に対しSuまで緩和・評価対象のモデル化（弾塑性解析（2倍勾配法））

地震荷重＞許容荷重の場合・崩壊荷重の算出
・準用規格③に基づく弾塑性解析
地震荷重＞崩壊荷重の場合
Sm

設計応力強さ

Sy

設計降伏点

Su

設計引張強さ

σy

降伏応力

σu

引張強さ

40年

2号機推定減肉量

1.35

1.64

2.61

3号機推定減肉量

1.32

1.61

2.57

(mm)
15年

40年

一次応力≦Suの場合は終了

一次応力＞Suの場合・許容崩壊荷重の算出
・準用規格②に基づく弾塑性解析

ドライウェル推定減肉量（片面） (mm)
事故後
10年
15年

サプレッションチェンバ
推定減肉量（片面）事故後10年
2号機推定減肉量

1.23

1.50

2.45

3号機推定減肉量

1.01

1.28

2.22

地震荷重≦許容荷重の場合は終了
許容荷重の算出においては、塑性域を考慮した極限
応力-ひずみ線図は降伏応力を解析を実施する。許容荷重は0.9Pcとする。なお、応とした弾完全塑性体
min(2.3Sm,0.7Su)min(2.3Sm,0.7Su)
力―ひずみ線図は降伏応力をとしとする。
た弾完全塑性体を考慮する。

③Pc

地震荷重≦崩壊荷重の場合は終了
応力-ひずみ線図はASME SecⅧの
崩壊荷重の算出においては、塑性域を考慮した極ひずみ硬化を考慮して定義する。
限解析を実施する。許容荷重は崩壊荷重Pcとする。
なお、応力-ひずみ線図は実機のミルシートでσy σuを調査し，ASME SecⅧのひずみ硬化を考慮する。

応力

ひずみ

②0.9Pc①・地震荷重、拘束条件の精緻化（コンクリート埋設深さの再設定）（Ｓ／Ｃ＋ベント系の時刻歴弾性地震応答解析）（ベント系の詳細ＦＥＭモデル化による検討）

応力

ひずみ

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:1.5m）のS/C脚部検討結果

1F-2/3No.47

PCV構造健全性評価結果（1F-2/3 準用規格①に基づく応力評価）

ベント管

想定シナリオ
ダウンカマ止水解析モデル
ダウンカマ1500mm埋設を考慮しダウンカマの埋設部とトーラス中心を剛体要素で接続
腐食:事故後40年を考慮
荷重条件
床応答スペクトルはH25-2の結果を流用

ベントヘッダＳ／Ｃ
ダウンカマ

図 ベント系＋Ｓ／Ｃ系の解析モデル

コラムサポート

耐震サポート・S/C系及びベント系をビーム要素でモデル化し、応答スペクトラム解析により各部材に作用する地震時反力を算出する。
・算出された地震時反力をもとに建設時工認手法により各部材に生じる応力を算出する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:1.5m）のS/C脚部検討結果

No.48

1F-2/3（弾性解析結果）

T.P.389

注）・対象機器の一次応力の許容値は温度50℃におけるSu値とする。

ダウンカマを埋設1.5mした場合、ベント管取付部、コラムサポート、耐震サポート、ダウンカマ取付部については発生応力がSu値を上回る結果となった。⇒より現実的な荷重を算出するため前頁のモデルを用いた弾性時刻歴解析を実施し、応力の厳しいダウンカマとベン
トヘッダについては個別モデルによる解析・評価も実施する。
また、Su値を超えたコラムサポート及び耐震サポートの変形挙動を把握するため、次頁に述べる弾塑性解析（2倍勾配法）を実施した。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:1.5m）のS/C脚部検討結果

1F-2/3No.49

PCV構造健全性評価結果（1F-2/3 準用規格②、③に基づく弾塑性解析）
前項において許容値を満足しなかったS/C脚部について、「JSME設計・建設規格」
及び「JSME維持規格」を準用し、弾塑性解析（2倍勾配法）による評価を実施する。
サプレッションチェンバ

コラムサポートzy耐震サポートx

ｺﾗﾑｻﾎﾟｰﾄ部詳細

耐震ｻﾎﾟｰﾄ部詳細

想定シナリオ
ダウンカマ止水解析モデル½セクターモデルx-z平面に対して対称条件
S/Cシェル、耐震サポート、コラムサポートをソリッド要
素でモデル化
S/C内コンクリート高さ: T.P.389(重量として付加)水はなし
腐食: 事故後40年想定
荷重x方向に加速度として入力荷重を漸増し、限界加速度を算出
物性値(応力ひずみ特性)
・設計建設規格ベース
・維持基準ベース©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:1.5m）のS/C脚部検討結果

No.50

1F-2/3（弾塑性解析結果）T.P.389

注記：＊１）水平震度は，S/C系解析モデルで固有値解析を実施し、床応答スペクトルから得られた加速度を示す。
＊２）許容荷重Pcrは，崩壊荷重Pｃに0.9を乗じた値を示す。
＊３）（）内はASME SecⅧのひずみ硬化を考慮した準用規格③に基づく結果を示す。

弾塑性解析（2倍勾配法）の結果、コンクリートをT.P.389（ダウンカマが1.5m埋設される位置）まで充填させた場合の評価では、S/C脚部に許容値を上回る荷重が発生することを確認した。このため、ダウンカマ先端のコンクリート
埋設深さを浅くした場合の評価を実施する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:1.5m）のS/C脚部検討結果

No.51

1F-2/3 （ダウンカマ埋設:1.5m）のまとめ＜弾性解析結果（応答スペクトラム解析）＞
・S/C内充填水（ダウンカマ埋設：かぶり厚さ1.5ｍ）での事故40年後では、S/C脚部，ベント管とベント
ヘッダーとの接続部及びダウンカマ付根部でSu値を超えることがわかった。
＜弾塑性解析結果（２倍勾配法）＞
・弾性解析（応答スペクトラム解析）で許容値を満足しなかったS/C脚部について、弾塑性解析（２倍勾配法）を実施した結果、「JSME設計・建設規格」（弾完全塑性体）および「JSME維持規格」（ひずみ硬化）を準用した場合のいずれの評価においても、許容荷重を超えることがわかった。
以上のことから、S/C脚部を補強しないでダウンカマを埋設する場合は、下記の検討を実施していく必要がある。
・ダウンカマ先端のコンクリート埋設深さを浅くした場合の評価を実施する。
・弾性解析については、より現実的な荷重を算出するため弾性時刻歴解析を実施し、応力の厳しいダ
ウンカマとベントヘッダについては個別モデルにより解析・評価を実施する。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.52②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.745m）のS/C脚部検討結果＜目的＞
・これまでの評価では、S/C内部にコンクリートを充填（ダウンカマ先端より1500mm上まで充填）した場合、S/C脚部に許容値を上回る荷重が発生することを確認している。
・今回の評価においては、ダウンカマ先端より745mm（注1）上まで充填する場合の弾性時刻歴地震応答解析を実施する。
（注1：ベント管に接続されるドレン配管先端を埋設可能な高さとして設定（設定方針は1号機と同様））解析実施ケース

今回解析条件

H29-1

H29-2

（DW水位T.P.7564）（トーラス室天井面レベル）

・将来想定：40年後・建屋損傷モデル・D/W水位 ：T.P.7564
・S/C内：コンクリートT.P.389（ダウンカマかぶり厚さ1500mmの場合）
・トーラス室：T.P.-3196
・ベント管内：満水・オペフロ階付加設備：
その他付加荷重（セル、
燃料取り出し装置等）：約4710ton・小部屋埋設：なし
・減衰定数：
ｺﾝｸﾘｰﾄ 5%、鋼材1%（建設時設計用）
・地震波：現行Ss（600gal）

・将来想定：40年後・建屋損傷モデル・D/W水位 ：T.P.7564
・S/C内：コンクリートT.P.-366（ダウンカマかぶり厚さ745mmの場合）
・トーラス室：T.P.-3196
・ベント管内：満水・オペフロ階付加設備：
その他付加荷重（セル、
燃料取り出し装置等）：約4710ton
・小部屋埋設：なし
・減衰定数：
ｺﾝｸﾘｰﾄ 5%、鋼材1%（建設時設計用）
・地震波：現行Ss（600gal）

・ストレーナ＋クエンチャ＋ダウンカ
マ止水・S/C脚部補強無し

H25-2の床応答スペクトルを用いて評価する。

H25-2の床応答加速度の時刻歴波形を用いて評価する。

・ダウンカマ埋設高さ1500mmを考慮
・弾性解析ではSu値を超える
・2倍勾配法でも許容荷重を満足せず。
⇒S/C脚部補強が必要

・ダウンカマ埋設高さ745mmを考慮
・弾性時刻歴地震応答解析を実施。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.53②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.745m）のS/C脚部検討結果

1F-2/3

S/C（サプレッションチェンバー）内コンクリート埋設量想定ケース

T.P.7564■T.P.389埋設
ダウンカマを1500mm埋設した
場合はにS/C脚部に許容値を上回る荷重が発生することを確認。
ベントヘッダ■T.P.-366埋設
ダウンカマ先端より745mm上まで充填した
場合のS/C脚部の耐震性評価を実施する。

ベント管
ダウンカマ
Ｓ／Ｃ脚部

1500mm

745mm

T.P.389
T.P.-366

T.P.-3196
T.P.-3496©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.54②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.745m）のS/C脚部検討結果

1F-2/3 ・評価フロー

今年度事故40年後腐食想定の解析実施

・評価対象のモデル化
準用規格①JEAC 4601-2008 耐震設計技術規程②JSME SNC1-2005 設計・建設規格③JSME SNA1-2012 維持規格

・地震荷重の算出（時刻歴弾性地震応答解析）

・準用規格①に基づく応力評価（供用状態Ds，またはSu）

供用状態Dsの許容値に対しSuまで緩和・評価対象のモデル化（弾塑性解析（2倍勾配法））

地震荷重＞許容荷重の場合・崩壊荷重の算出
・準用規格③に基づく弾塑性解析
地震荷重＞崩壊荷重の場合
Sm

設計応力強さ

Sy

設計降伏点

Su

設計引張強さ

σy

降伏応力

σu

引張強さ

40年

2号機推定減肉量

1.35

1.64

2.61

3号機推定減肉量

1.32

1.61

2.57

(mm)
15年

40年

一次応力≦Suの場合は終了

一次応力＞Suの場合・許容崩壊荷重の算出
・準用規格②に基づく弾塑性解析

ドライウェル推定減肉量（片面） (mm)
事故後
10年
15年

サプレッションチェンバ
推定減肉量（片面）事故後10年
2号機推定減肉量

1.23

1.50

2.45

3号機推定減肉量

1.01

1.28

2.22

地震荷重≦許容荷重の場合は終了
許容荷重の算出においては、塑性域を考慮した極限
応力-ひずみ線図は降伏応力を解析を実施する。許容荷重は0.9Pcとする。なお、応とした弾完全塑性体
min(2.3Sm,0.7Su)min(2.3Sm,0.7Su)
力―ひずみ線図は降伏応力をとしとする。
た弾完全塑性体を考慮する。

③Pc

地震荷重≦崩壊荷重の場合は終了
応力-ひずみ線図は，ASME SecⅧの
崩壊荷重の算出においては、塑性域を考慮した極ひずみ硬化を考慮して定義する。
限解析を実施する。許容荷重は崩壊荷重Pcとする。
なお、応力-ひずみ線図は実機のミルシートでσy σuを調査し，ASME SecⅧのひずみ硬化を考慮する。

応力

ひずみ

②0.9Pc①・地震荷重、拘束条件の精緻化（コンクリート埋設深さの再設定）（Ｓ／Ｃ＋ベント系の時刻歴弾性地震応答解析）（ベント系の詳細ＦＥＭモデル化による検討）

応力

ひずみ

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.745m）のS/C脚部検討結果

1F-2/3No.55

PCV構造健全性評価結果（1F-2/3 準用規格①に基づく応力評価）

ベント管

想定シナリオ
ダウンカマ止水解析モデル
ダウンカマ745mm埋設を考慮しダウンカマの埋設部とトーラス中心を剛体要素で接続
腐食:事故後40年を考慮
荷重条件
時刻歴波形はH25-2の結果を流用

ベントヘッダＳ／Ｃ
ダウンカマ

図 ベント系＋Ｓ／Ｃ系の解析モデル

コラムサポート

耐震サポート・S/C系及びベント系をビーム要素でモデル化し、弾性時刻歴地震応答解析により各部材に作用する地震時反力を算出する。
・算出された地震時反力をもとに建設時工認手法により各部材に生じる応力を算出する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.56②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.745m）のS/C脚部検討結果

今回解析結果1F-2/3（弾性解析結果）

T.P.389

T.P.-366

注）・対象機器の一次応力の許容値は温度50℃におけるSu値とする。

・S/C内部コンクリートをダウンカマ先端より745mm上まで充填する条件で弾性時刻歴地震応答解析を行った結果、S/C脚部(コラムサポート、耐震サポート）及びベント管取付部は許容値に収まることを確認した。
・ダウンカマ取付部については発生値が許容値を上回ることを確認した。「（３）安全シナリオの高度化」において、実際に想定し得る地
震荷重、拘束条件を踏まえた評価を実施するため、ベント系の詳細ＦＥＭ解析を実施する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発③地震応答解析手法の開発及び検証
H29年度地震応答解析実施検討結果の概要
目 的

No.57

RPV系の支持構造物として，地震時の主要大型機器の振動性状に大きな影響を及ぼす
RPVペデスタルに対して，実現象を考慮した地震応答解析を実施し，燃料デブリ取り出しに向けた検討条件を算出する。

検討概要【～H27年度】
RPV/PCVの健全性評価
・PCV内水位（部分冠水，満水），減肉，RPVペデスタ
ル剛性低下，オペフロ付加荷重等の影響検討◆基本的なパラメータに対する地震時挙動把握
・ 主要構造部の地震荷重の設定⇒耐震性評価の実施
・各種パラメータに対する影響確認⇒感度解析に基づく簡易評価手法の開発

RPV/PCVの耐震性・影響評価手法の開発【H28年度】
RPVペデスタルの地震荷重低減化に向けた検討◆高温履歴を考慮した地震応答解析（1F-1）
・ RPVペデスタルの高温耐力評価試験結果から得られた
荷重－歪特性を考慮した非線形地震応答解析
・等価剛性低下と非線形応答解析結果の比較※より高温状態が継続した1F-1を代表として検討を実施【H29年度】
燃料デブリ侵食を想定したRPVペデスタ
ルの剛性低下をパラメータとした主要構造部位の荷重変動影響を検討する。
◆RPVペデスタルの高温試験結果から荷重―変位特性の適用◆腐食条件：40年，減衰定数：設計用減衰，燃料デブリ取り出し荷重の想定◆燃料デブリ取り出し工法：気中（上部，横方）取り出し◆DW水位：T.P.7564（トーラス室天井面レベル）◆燃料デブリ浸食を考慮した地震応答解析
1F-1:より高温状態が継続したことから，RPVペデスタルを非線形として地震応答解析により荷重条件の設定
1F-2/3：簡易評価結果に基づく荷重条件の設定

RPVペデスタルの詳細評価（3DFEM弾塑性解析）の
燃料デブリ浸食を考慮した構造解析の条件を設定©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発③地震応答解析手法の開発及び検証

No.58

H29年度地震応答解析実施検討結果の概要
まとめ（解析結果については，添付資料を参照）(a)RPVペデスタルの高温履歴にともなう剛性低下，及び燃料デブリ浸食を想定した現行Ss地震（最大600Gal）では，RPVペデスタル基部の地震荷重，及びRPVスカートの地震荷重は低下する傾向にある。
(b)地震時の限界荷重（目安値）を実力ベースで設定すると地震による主要大型機器の発生荷重は目安値を超えないことを確認。
(c)一方，RPVスタビライザ，PCVスタビライザ及びシヤラグの反力は増加する傾向にあるが，その相対変位は小さいことを確認。
(d) したがって，今回の解析条件では，地震時に現状状態を大きく逸脱することはないと想定される。

今後の課題◆本地震応答解析は，現状知見に基づくものであり，詳細な調査
状況を踏まえたものではない。
したがって，建屋内部，格納容器内部等の調査進捗状況，瓦礫撤去工事・除染処理状況を踏まえ，関連事業者間の調整により，地震観測等を実施し，損傷状態の振動性状への影響確認を実施
し，解析モデルの妥当性評価を，燃料取り出しPJで，現実的な検討を実施する必要がある。
次頁に地震応答解析モデルの妥当性検証計画案を示す。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.59③地震応答解析手法の開発及び検証◆地震応答解析モデルの妥当性検証計画（案）◆建屋内部、格納容器内部等の調査進捗状況、瓦礫撤去工事・除染処理状況を踏まえ、関連事業者間の調整により、地震観測等を実施し、損傷状態の振動性状への影響確認を踏まえ、解析モデルの妥当性を
検証する。

目 的：
・耐震設計の妥当性を検証する観点から、建屋・大型機器系の減衰定数、固有振動数を確認する試験を実施し、妥当性を確認する。
・計画案として、２案を想定。

◆建屋起振試験(案1）：
オペフロ床に起振器を設置し励起し、床等に設置した観測計器から時刻歴加速度を測定する。

◆地震観測記録(案2）：
地震時に各床等に設置した観測計器
から時刻歴加速度を測定する。

共振曲線の算出
振動特性/減衰特性の把握◆解析モデルの妥当性確認
：起振器

：観測計器

※大型機器を含む観測計器設置位置、計測点数等については、プラント状態を考慮して検討する。

RPV-PCV/RPV系連成モデル（1F-1）・シミレーション解析
・不確実性等の検討

妥当性検証フロー©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.60③地震応答解析手法の開発及び検証

1F-1

H29年度地震応答解析実施検討結果の概要

・RPVペデスタルの燃料デブリ侵食を想定した地震荷重の変動に関する影響検討◆ 目的：RPV系の支持構造物として、振動性状に大きな影響を及ぼすRPVペデスタルに対して、燃料デブリ侵食を想定した剛性低下をパラメータとした主要構造部位の荷重変動影響を検討する。
地震応答解析モデルの設定
条件整備
燃料デブリ侵食状態の想定
ペデスタル剛性低下率の検討◆現状燃料デブリの浸食状況が不明なため、想定侵食状態を参考に燃料デブリ侵食部の剛性低下をパラメータとして設定

ペデスタル剛性低下率をパラメータとした地震応答荷重の変動及び影響把握【解析条件】：先年度実施（気中取り出し）モデルをベース◆RPVペデスタル
RPVペデスタルの高温耐力評価試験結果から得られた荷重－歪特性を考慮した非線形解析（弾塑性解析）を用いて、RPVペデスタルの想定侵食状態を参考にパラメータを設定。（剛性：1/1、1/2，1/3）◆その他の条件①腐食条件：40年後②減衰定数：設計用減衰定数③オペフロ付加重量（想定値）：
・燃料デブリ取り出し設備（取り出し装置、セル等）：約6100ton④上部取り出し/横取り出し条件を想定©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.61③地震応答解析手法の開発及び検証

1F-1 ◆RPVペデスタルの燃料デブリ侵食を想定した地震荷重の変動に関する影響検討結果（1）【上部取り出し】（現行Ss(最大600Gal)）◇燃料デブリ浸食を想定したパラメータ解析により、RPVペデスタル基部の地震荷重は低下する傾向。
一方で、RPVスタビライザ、PCVスタビライザ、シヤラグの反力は増加する傾向。
◇現行Ss条件では、限界荷重（目安値）以内であり、現状状態を大きく逸脱することはないと想定。
解析条件
H28-2-4（ベース）

H29-1-1

H29-1-2（参考：H29-1-0）
オぺフロ付加設備0(t)オぺフロ付加設備：6100(t)
40年後
構造物名

地震荷重

限界荷重
（目安値）

RPVﾍﾟﾃﾞｽﾀﾙ：非線形
減衰定数：建設時検討用
デブリ上取出しMCCI考慮条件：考慮なし

MCCI考慮条件：
PED基部剛性1/2

MCCI考慮条件：
PED基部剛性1/3

MCCI考慮条件：考慮なし

現行Ss（Ss-1,Ss-2）、MAX：600Gal①原子炉格納容器
スタビライザ

ばね反力
[ｋＮ]

3930

5060

5790

4200

11900

②原子炉圧力容器
スタビライザ

ばね反力
[ｋＮ]

1960

2490

2920

2030

4200

せん断力
[ｋＮ]

2330

2290

2130

2220

7000

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

22900

25000

26200

23400

80000

せん断力
[ｋＮ]

7470

7550

7590

6260

12000

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

54100

55300

56000

45200

130000

せん断力
[ｋＮ]

7550

7300

7210

7390

10300

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

74800

65300

57200

70600

150000

ばね反力
[ｋＮ]

3340

4250

4930

3830

11900

③原子炉圧力容器
支持スカート④原子炉格納容器基部⑤原子炉本体基礎(RPVペデスタル)⑥シヤラグ

注1：RPVペデスタルの非線形特性は、RPVペデスタルの高温耐力評価試験から得られた荷重‐歪特性を考慮し、JEAC4601の評価式からスケルトンカーブを設定
注2：燃料デブリ浸食部材は、浸食状態が特定できていないため、弾性部材として剛性を低下して設定
注3：限界荷重（目安値）は、一次応力が概ねSu値となる簡易評価ベースの検討による。なお、RPVペデスタルの簡易評価では、MCCI条件は考慮していないので参考値とする。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.62③地震応答解析手法の開発及び検証

1F-1◆RPVペデスタルの燃料デブリ侵食を想定した地震荷重の変動に関する影響検討結果（2）【上部＋横取り出し】（現行Ss(最大600Gal)）◇燃料デブリ浸食を想定したパラメータ解析により、RPVペデスタル基部の地震荷重は低下する傾向。
一方で、RPVスタビライザ、PCVスタビライザ、シヤラグの反力は増加する傾向。（上部取り出しと同様な傾向）◇現行Ss条件では、限界荷重（目安値）以内であり、現状状態を大きく逸脱することはないと想定。
解析条件
H28-2-4（ベース）

H29-2-1

H29-2-2（参考：H29-2-0）
オぺフロ付加設備0(t)オぺフロ付加設備：6100(t)
40年後
構造物名

地震荷重

限界荷重
（目安値）

RPVﾍﾟﾃﾞｽﾀﾙ：非線形
減衰定数：建設時検討用
デブリ上取出しMCCI考慮条件：考慮なし

デブリ上部＋横取出し
MCCI考慮条件：
PED基部剛性1/2

MCCI考慮条件：
PED基部剛性1/3

MCCI考慮条件：考慮なし

現行Ss（Ss-1,Ss-2）、MAX：600Gal①原子炉格納容器
スタビライザ

ばね反力
[ｋＮ]

3930

5030

5760

4190

11900

②原子炉圧力容器
スタビライザ

ばね反力
[ｋＮ]

1960

2470

2880

2030

4200

せん断力
[ｋＮ]

2330

2300

2130

2230

7000

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

22900

24900

26100

23500

80000

せん断力
[ｋＮ]

7470

7630

7670

6270

12000

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

54100

56300

56700

45400

130000

せん断力
[ｋＮ]

7550

7320

7230

7430

10300

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

74800

65800

57600

70900

150000

ばね反力
[ｋＮ]

3340

4230

4890

3820

11900

③原子炉圧力容器
支持スカート④原子炉格納容器基部⑤原子炉本体基礎(RPVペデスタル)⑥シヤラグ

注1：RPVペデスタルの非線形特性は、RPVペデスタルの高温耐力評価試験から得られた荷重‐歪特性を考慮し、JEAC4601の評価式からスケルトンカーブを設定
注2：燃料デブリ浸食部材は、浸食状態が特定できていないため、弾性部材として剛性を低下して設定
注3：限界荷重（目安値）は、一次応力が概ねSu値となる簡易評価ベースの検討による。なお、RPVペデスタルの簡易評価では、MCCI条件は考慮していないので参考値とする。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.63③地震応答解析手法の開発及び検証

1F-1◆RPVペデスタルの燃料デブリ侵食を想定した地震荷重の変動に関する影響検討結果（3）【上部＋横取り出し、1.5×Ss検討結果】◇全体的な地震荷重の増加及び減少傾向は基準地震動Ssと同様な傾向。
◇1.5×Ss条件では、現状状態を大きく逸脱することはないと想定。

解析条件
H29-3-0

H29-3-1

H29-3-2

オぺフロ付加設備：6100(t)
40年後
構造物名

地震荷重

RPVﾍﾟﾃﾞｽﾀﾙ：非線形
減衰定数：建設時検討用
デブリ上部＋横取出し
MCCI考慮条件：考慮なし

MCCI考慮条件：
PED基部剛性1/2

MCCI考慮条件：
PED基部剛性1/3

Ss-2×1.5①原子炉格納容器
スタビライザ

ばね反力
[ｋＮ]

4970

6040

6750

②原子炉圧力容器
スタビライザ

ばね反力
[ｋＮ]

2690

3130

3390

せん断力
[ｋＮ]

3530

3250

2880

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

37800

37500

32200

せん断力
[ｋＮ]

9790

9740

10200

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

103000104000107000

せん断力
[ｋＮ]

10300

10200

9520

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

106000

93700

79600

ばね反力
[ｋＮ]

3440

4530

5570

③原子炉圧力容器
支持スカート④原子炉格納容器基部⑤原子炉本体基礎(RPVペデスタル)⑥シヤラグ

注1：RPVペデスタルの非線形特性は、RPVペデスタルの高温耐力評価試験から得られた荷重‐歪特性を考慮し、JEAC4601の評価式からスケルトンカーブを設定
注2：燃料デブリ浸食部材は、浸食状態が特定できていないため、弾性部材として剛性を低下して設定©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.64③地震応答解析手法の開発及び検証

1F-1◆RPVペデスタルの燃料デブリ侵食を想定した地震荷重の変動に関する影響検討結果（4）【シヤラグ及びスタビライザの相対変位】◇RPVペデスタルの燃料デブリ浸食考慮により大型機器上部の変形量が大きくなるため、その程度を確認した。
・Ss地震：シヤラグで0.5㎜、PCVスタビライザで1.4㎜、RPVスタビライザで4.2㎜程度。
・検討用地震相当：シヤラグで0.6㎜、PCVスタビライザで1.6㎜、RPVスタビライザで4.9㎜程度。
◇燃料デブリ浸食を考慮しても、シヤラグで1㎜以下、PCVスタブライザで2㎜以下、RPVスタビライザで5㎜以下の変位量であり、現状状態を大きく逸脱することはないと想定。

シヤラグ及びスタビライザの相対変位
変位(mm)

水平方向（NS及びEW包絡）
デブリ上取出し（現行Ss）

構造物

デブリ上部＋横取出し（現行Ss）

デブリ上部＋横取出し（1.5×Ss）

H28-2-4(ﾍﾞｰｽｹｰｽ)

H29-1-1

H29-1-2

H28-2-4(ﾍﾞｰｽｹｰｽ)

H29-2-1

H29-2-2

H29-3-0

H29-3-1

H29-3-2

MCCI
考慮なし

PED基部
剛性1/2

PED基部
剛性1/3

MCCI
考慮なし

PED基部
剛性1/2

PED基部
剛性1/3

MCCI
考慮なし

PED基部
剛性1/2

PED基部
剛性1/3

シヤラグ

0.4

0.5

0.5

0.4

0.5

0.5

0.4

0.5

0.6

PCV
スタビライザ

0.9

1.2

1.4

0.9

1.2

1.4

1.2

1.4

1.6

RPV
スタビライザ

2.8

3.6

4.2

2.8

3.6

4.1

3.9

4.5

4.9

【今後の課題】
本地震応答解析は、現状知見に基づくものであり、詳細な調査状況を踏まえたものではない。
したがって、建屋内部、格納容器内部等の調査進捗状況、瓦礫撤去工事・除染処理状況を踏まえ、関連事業者間の調整により、地震観測等を実施し、損傷状態の振動性状への影響確認を実施し、解析モデルの妥当性評価を、燃料取り出しPJで、現実的な検討をする実施する必要がある。
©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.65

参考資料-1 1F国プロにおけるR/B地震応答解析モデル（1）
原子炉建屋モデル及び入力地震動
号機

公開資料

1F-1

「福島第一原子力発電所の原子炉建屋の現状の耐震安全性および補強等に関する検討に係る報告書(その1)」
平成23年5月 東京電力株式会社

1F-2

建屋モデル

地震動

備考

・水素爆発による損傷を考慮
・水平：ＮＳ＆ＥＷ
・鉛直：ＵＤ

・Ｓｓ-1：450Ｇａｌ・Ｓｓ-2_１Ｆ ：600Ｇａｌ
・Ｓｓ-1V：300Ｇａｌ・Ｓｓ-2Ｖ_１Ｆ：400Ｇａｌ＊：公開資料のベースとなった原子炉建屋地震応答
解析結果

福島第一原子力発電所「発電用原子炉施設に関する耐震設計審査指針」の改訂に伴う耐震安全性評価結果中間報告書
平成22年4月 東京電力株式会社

・建屋健全モデル・水平：ＮＳ＆ＥＷ
・鉛直：ＵＤ・Ｓｓ-1H ：450Ｇａｌ
・Ｓｓ-2H ：600Ｇａｌ
・Ｓｓ-3H ：450Ｇａｌ
・Ｓｓ-1V ：300Ｇａｌ
・Ｓｓ-2V ：400Ｇａｌ
・Ｓｓ-3V ：300Ｇａｌ

同 上

福島第一原子力発電所「特定安全施設に係る実施計画」
平成24年12月（平成25年8月一部補正） 東京電力株式会社

・水素爆発による損傷を考慮
・水平：ＮＳ＆ＥＷ

・Ｓｓ-1H・Ｓｓ-2H・Ｓｓ-3H：450Ｇａｌ：600Ｇａｌ：450Ｇａｌ

同 上

福島第一原子力発電所「発電用原子炉施設に関する耐震設計審査指針」の改訂に伴う耐震安全性評価結果中間報告書
平成22年4月 東京電力株式会社

・建屋健全モデル
・鉛直：ＵＤ・Ｓｓ-1V・Ｓｓ-2V・Ｓｓ-3V：300Ｇａｌ：400Ｇａｌ：300Ｇａｌ

1F-3
同 上©International Research Institute for Nuclear Decommissioning参考資料-1 1F国プロにおけるR/B地震応答解析モデル（2）No.66◆基準地震動Ｓｓ（水平方向）
現行基準地震動は、地震動評価結果に基づき，次の三種類の基準地震動Ｓｓを策定している。
・基準地震動Ｓｓ－１（最大加速度450 ガル）：内陸地殻内地震とプレート間地震の評価結果を上回るように設定
・基準地震動Ｓｓ－２（最大加速度600 ガル）：海洋プレート内地震の評価結果を上回るように
設定
・基準地震動Ｓｓ－３（最大加速度450 ガル）：震源を特定せず策定する地震動◆鉛直地震動は、上記水平方向の基準地震動を2/3倍して設定している。

©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.67

参考資料-2 燃料デブリ横取り出しにおける地震応答解析の検討概念【1F-1燃料デブリ横取り出し検討案の例】

R/B、PCV貫通部の剛性低下

横取り出し開口部
剛性低下部材R/B １階部分の付加質量（セル、遮蔽設備等）

1F-1地震応答解析モデル例©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.68③地震応答解析手法の開発及び検証【2/3号機】
・RPVペデスタルの燃料デブリ侵食を想定した地震荷重の算出

1F-2/3◆ 目的：RPVペデスタルの燃料デブリ侵食の状況を想定した剛性低下をパラメータとしたRPVペデスタル評価用の地震荷重を算出する。
H27年度に開発した地震応答簡易評価手法を活用

条件整備
・燃料デブリ侵食状態の想定
・コンクリート物性の設定
ペデスタル剛性低下率の検討
RPVペデスタル部分
燃料デブリ侵食想定部分

RPV-PCV/RPV系連成モデル（1F-2/3）◆現状燃料デブリの浸食状況が不明なため，想定侵食状態を参考に燃料デブリ侵食部の剛性低下をパラメータとして設定

ペデスタル剛性低下率をパラメータとした地震応答荷重を算出【評価条件】：H27年度に開発した地震応答簡易評価手法を活用◆RPVペデスタル
PRVペデスタルの剛性は以下の点を考慮して設定する。
・コンクリート物性値は、平成27年度コンクリート加温試験データを反映
・MCCI解析結果は幅が大きく流動的→パラメータスタディ（浸食量：0%, 25%, 50%）
◆その他の条件①腐食条件：40年後②減衰定数：設計用減衰定数③オペフロ付加重量（想定値）：
・燃料デブリ取り出し設備（取り出し装置，セル等）：約4710ton④水素爆発による建屋損傷を考慮したＲ／Ｂモデル

RPVペデスタル侵食想定例（1F-2/3）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.69③地震応答解析手法の開発及び検証【2/3号機】◆RPVペデスタルの燃料デブリ侵食を想定した地震荷重の変動に関する影響検討結果

1F-2/3【上部取り出し】（現行Ss(最大600Gal)）◇燃料デブリ浸食を想定したパラメータ解析により、RPVペデスタル基部の地震荷重は低下する傾向。
一方で、RPVスタビライザ、PCVスタビライザ、シヤラグの反力は増加する傾向。
◇現行Ss条件では、限界荷重（目安値）以内であり、現状状態を大きく逸脱することはないと想定。
解析条件
H29.1.1

①

⑥

②
構造物名

地震荷重

浸食考慮条件：デブリ接触時(PED基部剛性0.40)

参考H29.1.2

H29.1.3

オペフロ付加設備
4710(t)

考慮なし

40年後

考慮なし

RPVペデスタル
弾性減衰定数
建設時検討用浸食考慮条件：25%浸食(PED基部剛性0.39)

同左

④

⑤

浸食考慮部材

浸食考慮条件：50%浸食(PED基部剛性0.38)

同左

ばね反力
[kN]

7000

7000

7100

3210

7440
(8600(注3))②原子炉圧力容器ス
タビライザ

ばね反力
[kN]

3800

3800

3800

1580

4620

せん断力
[kN]

3800

3800

3800

3690

6280

モーメント
[kN・m]

18600

18400

18200

23300

52300

せん断力
[kN]

6600

6600

6600

7040

29000

モーメント
[kN・m]

112500112500112500121000209000(400000(注3))

せん断力
[kN]

9000

9000

9000

8950

13300

モーメント
[kN・m]

72000

71100

70100

92300

141000

ばね反力
[kN]

2200

2200

2200

2150

12000

③原子炉圧力容器支
持スカート

RPVペデスタルの浸食状態

パラメータ：燃料デブリ接触時、浸食25%、浸食50%

浸食考慮条件：考慮なし①原子炉格納容器ス
タビライザ④原子炉格納容器基部

浸食考慮部材の剛性で模擬

備考
（目安値）
（H25年度評価用荷重（H25-3）)

同左

現行Ss

③

ベース(H26)⑤原子炉本体基礎（RPVペデスタル）⑥シヤラグ

注１：平成26・27年度「圧力容器／格納容器の健全性評価技術の開発」に実施したパラメータ解析による地
震荷重簡易算定手法に基づいて簡易的に算出した。
注２：目安値は、平成25年度「圧力容器／格納容器の健全性評価技術の開発」で使用したドライウェル冠水状態（対象部位に与える荷重が大きくなる状態）における地震荷重（H25-3）を示す。
注３：平成26・27年度にて使用した地震荷重(H26-2)に応力評価結果の裕度を考慮して設定した。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.70③地震応答解析手法の開発及び検証【2/3号機】◆RPVペデスタルの燃料デブリ侵食を想定した地震荷重の変動に関する影響検討結果

1F-2/3【900Gal相当検討結果】◇全体的な地震荷重の増加及び減少傾向は基準地震動Ssと同様な傾向。
特に、RPVペデスタル及びRPV支持スカートの地震荷重は低減化される。
解析条件
H29.1.1①⑥

H29.1.2

H29.1.3

オペフロ付加設備
4710(t)

②

40年後
構造物名

地震荷重

浸食考慮条件：デブリ接触時(PED基部剛性0.40)

RPVペデスタル
弾性減衰定数
建設時検討用浸食考慮条件：25%浸食(PED基部剛性0.39)

浸食考慮条件：50%浸食(PED基部剛性0.38)

現行Ss

③

④

⑤

浸食考慮部材

①原子炉格納容器ス
タビライザ

ばね反力
[kN]

8203

8203

8320

②原子炉圧力容器ス
タビライザ

ばね反力
[kN]

4473

4473

4473

せん断力
[kN]

5138

5138

5138

モーメント
[kN・m]

22947

22700

22454

せん断力
[kN]

8777

8777

8777

モーメント
[kN・m]

212302212302212302

せん断力
[kN]

11851

11851

11851

モーメント
[kN・m]

99500

98256

96874

ばね反力
[kN]

2506

2506

2506

③原子炉圧力容器支
持スカート④原子炉格納容器基部

RPVペデスタルの浸食状態

浸食考慮部材の剛性で模擬
パラメータ：燃料デブリ接触時、浸食25%、浸食50%⑤原子炉本体基礎（RPVペデスタル）⑥シヤラグ

注：前述の１号機で実施したＳｓ600Galと900Galの地震応答解析の応答比率を用いて簡易的に主要部位の地震荷重を示す。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.71④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機1. 詳細評価 目的

 1F-1号機を対象に、最新の知見を反映して、燃料デブリの侵食パターンを変えた詳細評価（3次元FEM弾塑性解析による評価）を実施し、各ケースが評価結果に与える感度を評価する。

 評価フロー

最新知見の反映
評価条件の精度向上
劣化のモデル化
解析モデルの設定
荷重および荷重の組合せ
固定荷重

地震応答解析結果
地震荷重

応力解析*1
応力・ひずみの確認（目安値*2との比較）*1：汎用解析コード（Abaqus）による弾塑性解析*2：例えば日本機械学会「発電用原子力設備規格
コンクリート製原子炉格納容器規格（CCV規格）」©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.72④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機1. 詳細評価
 解析ケースと解析条件

 最新の事象進展解析（MAAP、SAMPSONなど）に基づく温度条件、燃料デブリによる侵食条件を考慮した3次元FEM弾塑性解析を２ケース実施する。
 平成27年度に実施したコンクリートの高温加熱後曝露試験の結果に基づき、コンクリートおよび鉄筋の構成則を設定する。ただし1000℃以上の試験は未実施のため、外挿し1100℃で強度・剛性をゼロとする。
 鉄筋の高温腐食量は、事故進展解析結果を用いたFEMによる伝熱解析を実施し、鉄筋が受けた温度履歴に対し、中森-EPRIの回帰式を基に評価する。
 溶融燃料デブリによる侵食は、MCCI解析結果より、①脚部2要素の内側300mmの欠損、および②侵食部における脚部の境界条件をフリーとすることで考慮する。
 荷重条件は気中取り出しベースで設定されたH29地震荷重を採用する。
No.

燃料デブリ侵食

温度条件

鉄筋の高温腐食量

荷重条件

3A-4

パターンA-4

内側1227℃
外側625℃

事象進展解析結果の温度履歴に基づき評価

4B-1

パターンB-1〃〃

H29地震荷重：
脚部モーメント：75,000kN・m
脚部せん断力：7,600kN
鉛直震度：0.46©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.73④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機1. 詳細評価
劣化
要因

劣化
事象

強度・剛性低下

モデル化
項目

モデル化方法設定根拠

コンクリート

圧縮・引張強度の低減
応力ひずみ関係の軟化

平成27年度 円柱試験より設定（1F1：普通コン加熱後4ヶ月水中）鉄筋

降伏点の低減AIJ耐火性ガイドおよび平成29年度加
熱後鉄筋引張試験より設定

付着

テンションスティフニング
効果は低減しない

平成27年度 縮小模型試験のシミュレーション解析を参考に設定

高温

鉄筋（高温腐食）
鉄筋腐食
塩分浸
透

燃料デ
ブリ

侵食

鉄筋
（長期腐食）

腐食量に応じた
断面積（鉄筋比）の減少

中森-EPRIの回帰式により設定
平成27年度 鉄筋腐食試験より設定

付着

テンションスティフニング
効果は低減しない

平成27年度 縮小模型試験のシミュレーション解析を参考に設定

表層欠損
境界条件

脚部内側表層の欠損
侵食部における脚部境界
条件フリー

安全側に設定©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機1. 詳細評価

No.74

 解析モデルN

1757mm厚1200mm厚解析モデル図配筋概要図©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.75④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機1. 詳細評価
 コンクリート材料構成則 平成27年度成果である円柱試験を用いた加熱後曝露試験をベースとして、縮小模型試験のシミュレーションによって妥当性の確認された構成則を用いる。
 ただし1000℃超の試験は未実施のため、外挿し1100℃で強度・剛性をゼロとする。

圧縮側構成則引張側構成則
2.5

40

20 ℃

100 ℃

200 ℃

600 ℃

800 ℃

1000 ℃

400 ℃

引張応力σt [N/mm2]

圧縮応力σc [N/mm2]

50

30

20

2

20 ℃

100 ℃

200 ℃

600 ℃

800 ℃

1000 ℃

400 ℃

1.5

1

0.5

10

0

0
0

0.005

0.01
0.015
圧縮歪εc [-]

0.02

0.025

0

0.002

0.004
0.006
引張歪εt [-]

0.008

0.01

（引張側）

（圧縮側）
コンクリートの応力ひずみ関係©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機1. 詳細評価
 鉄筋材料構成則No.76

 鉄筋の加熱による降伏点の低下は既往の文献[1]および平成29年度成果である加熱後鉄筋引張試験より設定し、縮小模型試験のシミュレーションによって妥当性の確認された構成則を用いる。
 ただし1000℃超の試験は未実施のため、外挿し1100℃で強度・剛性をゼロとする。
[1] 構造材料の耐火性ガイドブック（AIJ）
鉄筋構成則
500
20℃～400℃

σnominal [N/mm2]

450

600 ℃

800 ℃

1000 ℃

400
350
300
250
200
150
100
50
0
0

0.05

0.1
εnominal [-]

0.15

0.2

鉄筋の応力ひずみ関係©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機1. 詳細評価 事故進展解析結果に基づく鉄筋の高温腐食量の評価

No.77

 事故進展解析結果を境界条件とした3次元FEMモデルによる伝熱解析を実施し、得られた鉄筋位置での温度履歴より、中森-EPRIの回帰式に基づき評価
1400

ペデスタル側表面温度

内側 縦筋・横筋

1000

1000

ドライウェル側800

表面温度① 内側縦筋 (かぶり100mm)

温度（℃）

温度（℃）

1200

1200

600
400
200

ペデスタル中間部温度800② 内側縦筋 (かぶり100mm)③ 内側縦筋 (かぶり100mm)

600④ 内側縦筋 (かぶり100mm)① 内側横筋 (かぶり70mm)

400② 内側横筋 (かぶり70mm)

200

0③ 内側横筋 (かぶり70mm)④ 内側横筋 (かぶり70mm)

00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

2011年

経過時間（日）事故進展解析結果（表面の温度境界として設定）
700

1400
1000

0(h)

800

15(h)

400

58(h)

200

200

129(h)100

0230(h)

0

PED内面からの位置（mm）

3DFEMモデルによる伝熱解析結果（断面内の温度分布）③ 外側縦筋 (かぶり100mm)④ 外側縦筋 (かぶり100mm)

300

28(h)

200 400 600 800 10001200② 外側縦筋 (かぶり100mm)

400

600

0

① 外側縦筋 (かぶり100mm)

500

温度（℃）

温度（℃）

外側 縦筋・横筋

600

1200

① 外側横筋 (かぶり70mm)② 外側横筋 (かぶり70mm)③ 外側横筋 (かぶり70mm)④ 外側横筋 (かぶり70mm)
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
経過時間（日）

鉄筋位置での温度履歴（上：内側鉄筋、下：外側鉄筋）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.78④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機1. 詳細評価
 鉄筋の腐食量の評価結果
 事故時高温による腐食と、その後40年までの長期腐食を考慮

腐食による断面減少を考慮した配筋量（一般部）
号機

1F-1

温度条件

鉄筋

腐食前

内側1227℃
外側625℃

内側
タテ筋
内側
ヨコ筋
外側
タテ筋
外側
ヨコ筋

0.73%
（1-D35@100）
0.19%（1-D25@200）
0.87%（1-D35@100）
0.23%（1-D25@200）

高温腐食
考慮後*1
0.007%［0.01］
0.00%［0.00］
0.80%［0.92］
0.20%［0.89］*1：400℃以上の高温腐食量は、以下の中森-EPRIの回帰式に基づき算定
D={10u×3600×t}0.5×10
u=-9.93×(1/T×103)+1.03
D：腐食量(mm)、t：酸化時間(h)、u：鋼種係数、T：酸化温度(K)40年長期腐食考慮後*20.007%［0.01］
0.00%［0.00］
0.75%［0.86］
0.19%［0.81］［ ］は腐食前に対する比を示す。

*2：長期腐食量は平成27年度の鉄筋の長期浸漬腐食試験より算定©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.79④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機1. 詳細評価 荷重および境界条件
 固定荷重・RPV本体および遮へい壁の重量
・ペデスタル本体の自重

 地震荷重・基準地震動Ssによる地震荷重
・水平方向：せん断力と曲げモーメントを作用・鉛直方向：震度として解析モデルに一律に作用

RPV本体および
熱遮へい壁の重量M
Q4 P4=Q4
P3=Q3-Q4
Q3

RPVペデスタルの重量（自重＋鉛直震度）

Q2
Q1
せん断力

P2=Q2-Q3
P1=Q1-Q2
曲げモーメント

鉛直方向

水平方向
 ペデスタル脚部境界条件は固定とする。ただし、燃料デブリ侵食を考慮したケースは侵食エリアを固定しないことで、影響を考慮する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機No.80

燃料デブリ侵食パターンA-4©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機2-1. 燃料デブリ侵食パターンA

No.81©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.82④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機2-2. 解析モデル（燃料デブリ侵食パターンA-4）

①

W

②
S

・燃料デブリ侵食の解析における扱い：①および②を考慮（MCCI解析結果より設定）①脚部2要素について内側300mm欠損考慮（1200mm厚⇒900mm厚）②燃料デブリ侵食の範囲を脚部境界条件フリー©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.83④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機2-3. 詳細評価（3次元FEM弾塑性解析による評価）
 解析結果（No.3A-4：侵食パターンA-4：内側1227℃,外側625℃）
実線：各種劣化後

破線：各種劣化前

8000

8000

7000

7000

6000

6000

5000
4000
3000

Q4-δ4（OP.13.23～14.66m）
Q3-δ3（OP.9.921～13.23m）
Q2-δ2（OP.8.588～9.921m）
Q1-δ1（OP.6.180～8.588m）

2000
1000
0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

層間変位δ（mm）

層せん断力Q－層間変位δ関係

2.5

層せん断力Q（kN）

層せん断力Q（kN）

破線：各種劣化前

実線：各種劣化後

5000
4000
3000

Q4-θ4（OP.13.23～14.66m）
Q3-θ3（OP.9.921～13.23m）
Q2-θ2（OP.8.588～9.921m）
Q1-θ1（OP.6.180～8.588m）

2000
1000
0
0

100

200

300

400

500

600

700

800

層間変形角θ（μ）

層せん断力Q－層間変形角θ関係©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.84④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機2-3. 詳細評価（3次元FEM弾塑性解析による評価）
 解析結果（No.3A-4：侵食パターンA-4：内側1227℃,外側625℃）
最大値： 945μ

タテ筋ひずみ分布

最大値： 642μ

ヨコ筋ひずみ分布©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機2-3. 詳細評価（3次元FEM弾塑性解析による評価）
 解析結果（No.3A-4：侵食パターンA-4：内側1227℃,外側625℃）

No.85

最大値： 1501μ

コンクリート圧縮ひずみ分布©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機2-3. 詳細評価（3次元FEM弾塑性解析による評価）

No.86

 解析結果（No.3A-4：侵食パターンA-4：内側1227℃,外側625℃）
最大値： 0.84 N/mm2

面外せん断応力分布（円周方向）

最大値： 1.12 N/mm2

面外せん断応力分布（子午線方向）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機No.87

燃料デブリ侵食パターンB-1©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機3-1. 燃料デブリ侵食パターンB

No.88©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.89④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機3-2. 解析モデル（燃料デブリ侵食パターンB-1）

②
①

W

②
S

・燃料デブリ侵食の解析における扱い：①および②を考慮（MCCI解析結果より設定）①脚部2要素について内側300mm欠損考慮（1200mm厚⇒900mm厚）②燃料デブリ侵食の範囲を脚部境界条件フリー©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.90④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機3-3. 詳細評価（3次元FEM弾塑性解析による評価）
 解析結果（No.4B-1：侵食パターンB-1：内側1227℃,外側625℃）
実線：各種劣化後

破線：各種劣化前

8000

8000

7000

7000

6000

6000

5000
4000
3000

Q4-δ4（OP.13.23～14.66m）
Q3-δ3（OP.9.921～13.23m）
Q2-δ2（OP.8.588～9.921m）
Q1-δ1（OP.6.180～8.588m）

2000
1000
0
0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

層間変位δ（mm）

層せん断力Q－層間変位δ関係

5.0

層せん断力Q（kN）

層せん断力Q（kN）

破線：各種劣化前

実線：各種劣化後

5000
4000
3000

Q4-δ4（OP.13.23～14.66m）
Q3-δ3（OP.9.921～13.23m）
Q2-δ2（OP.8.588～9.921m）
Q1-δ1（OP.6.180～8.588m）

2000
1000
0
0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

層間変形角θ（μ）

層せん断力Q－層間変形角θ関係©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.91④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機3-3. 詳細評価（3次元FEM弾塑性解析による評価）
 解析結果（No.4B-1：侵食パターンB-1：内側1227℃,外側625℃）
最大値： 3558μ

タテ筋ひずみ分布

最大値： 1468μ

ヨコ筋ひずみ分布©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機3-3. 詳細評価（3次元FEM弾塑性解析による評価）
 解析結果（No.4B-1：侵食パターンB-1：内側1227℃,外側625℃）

No.92

最大値： 3015μ

コンクリート圧縮ひずみ分布©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機3-3. 詳細評価（3次元FEM弾塑性解析による評価）
 解析結果（No.4B-1：侵食パターンB-1：内側1227℃,外側625℃）
最大値： 0.93 N/mm2

面外せん断応力分布（円周方向）

No.93

最大値： 0.84 N/mm2

面外せん断応力分布（子午線方向）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機

No.94

解析結果の評価©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.95④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機 評価方法 1F-RPVペデスタルの3D-FEM解析の評価は、構造体全体に対する評価と局部的な評価に対して、以下の４つの指標を用いて行う。

■全体応答の評価

荷重①剛性低下率②層間変形角■局部応答の評価③コンクリートひずみ④鉄筋ひずみ変位

剛性低下率の定義
水平変位δ
高さh

層間変形角R=δ/h

層間変形角の定義©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.96④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機■剛性低下率および層間変形角の目安

・事故時の劣化を模擬した縮小模型試験体の水平加力試験における最大耐力時の剛性低下率と部材角（層間変形角）から目安値を設定
2000

縮
小
模
型
試
験

常温

2.3%

1/124

1500
1000
水平荷重P［kN］

縮小模型試験体最大耐力時の剛性低下率および部材角に基づく目安値
部材角
剛性低下率*1

500
0
-500

常温試験体

-1000

400℃

2.1%

1/124

400℃試験体
800℃試験体

-1500
-2000
-20

800℃

目安値

0.8%

1/124

2.5%

1/125

-10

0

10

20

30

40

水平変位δ［mm］

水平荷重P－水平変位δ関係*1：常温試験体初期剛性に対する値©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.97④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機■コンクリートおよび鉄筋ひずみの目安
・SAガイドライン[1]を参考に、コンクリートひずみと鉄筋ひずみの目安値を設定
評価項目

目安値

コンクリートひずみ

事故時に経験した温度に応じた圧縮限界ひずみ*1

鉄筋ひずみ

80000μ圧縮応力σc [N/mm2][1]日本機械学会「発電用原子炉設備規格 シビアアクシデント時の構造健全性評価ガイドライン（BWR鉄筋コンクリート製格納容器編）」*1：圧縮強度が85%に軟化した時点相当のコン
圧縮側構成則クリートひずみ
50
40

20 ℃

100 ℃

200 ℃

600 ℃

800 ℃

1000 ℃

400 ℃

30

20

10

0
0

0.005

0.01
0.015
圧縮歪εc [-]

0.02

0.025

温度

限界ひずみ

20℃

3100μ

100℃

3093μ

200℃

3431μ

400℃

3992μ

600℃

4125μ

800℃

4533μ

1000℃

9792μ
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.98④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機■評価結果（No.3A-4：侵食パターンA-4：内側1227℃,外側625℃）

剛性低下率*1（T.P.4.744～7.152m）

層間変形角

発生値
（A）

目安値（B）

比率*5

9.2%

2.5%*2以上

0.27

1/17271/125*2以下

0.07

ｺﾝｸﾘｰﾄひずみ

1501μ

4125μ*3*4以下

0.36

鉄筋ひずみ

945μ

80000μ*3以下

0.01

面外せん断力（円周方向）
面外せん断力（子午線方向）0.84N/mm2

0.83N/mm2

1.01（T.P.4.744～7.152m）

1200

剛性低下率

1000

水平荷重P［kN］

評価項目

800

層間変形角

600
400
200
0
0

1.12N/mm2

1.15N/mm2

縮小模型
最大耐力

0.97

*1：高温・腐食・燃料デブリ侵食等の劣化前の初期剛性に対する接線剛性低下率*2：事故時の劣化を模擬した縮小模型試験体の水平加力試験における最大耐力時の値*3：日本機械学会「発電用原子炉設備規格 シビアアクシデント時の構造健全性評価ガ
イドライン（BWR鉄筋コンクリート製格納容器編）」*4：600℃コンクリートの応力ひずみ線図における0.85Fc時のひずみ*5：剛性低下率はB/A、層間変形角・ｺﾝｸﾘｰﾄひずみ・鉄筋ひずみ・面外せん断力はA/B

5

10

15

20

25

水平変位δ［mm］

剛性低下率および層間変形角評価
結果と縮小模型実験結果（800℃）との対応

 剛性低下率、層間変形角、コンクリートひずみ、および鉄筋ひずみは目安値に収まるが、円周方向の面外せん断力が目安値をやや上回る結果となった。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.99④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機■評価結果（No.4B-1：侵食パターンB-1：内側1227℃,外側625℃）

剛性低下率*1（T.P.4.744～7.152m）

層間変形角

剛性低下率

発生値
（ A）

目安値（B）

2.8%

2.5%*2以上

比率*51/125*2以下

0.16

ｺﾝｸﾘｰﾄひずみ

3015μ

4125μ*3*4以下

0.73

鉄筋ひずみ

3558μ

80000μ*3以下

0.04

0.93N/mm2

0.90N/mm2

1.03

面外せん断力（円周方向）
面外せん断力（子午線方向）0.84N/mm2

0.54N/mm2

1000

0.89

1/783

（T.P.4.744～7.152m）

1200

1.56

*1：高温・腐食・燃料デブリ侵食等の劣化前の初期剛性に対する接線剛性低下率*2：事故時の劣化を模擬した縮小模型試験体の水平加力試験における最大耐力時の値*3：日本機械学会「発電用原子炉設備規格 シビアアクシデント時の構造健全性評価ガ
イドライン（BWR鉄筋コンクリート製格納容器編）」*4：600℃コンクリートの応力ひずみ線図における0.85Fc時のひずみ*5：剛性低下率はB/A、層間変形角・ｺﾝｸﾘｰﾄひずみ・鉄筋ひずみ・面外せん断力はA/B

水平荷重P［kN］

評価項目

縮小模型
最大耐力

800

層間変形角

600
400
200
0
0

5

10

15

20

25

水平変位δ［mm］

剛性低下率および層間変形角評価
結果と縮小模型実験結果（800℃）との対応

 剛性低下率、層間変形角、コンクリートひずみ、および鉄筋ひずみは目安値に収まるが、面外せん
断力が目安値を上回る結果となった。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(ii)2/3号機
1. 概略評価

No.100 目的 1F-3号機を対象として、燃料デブリの侵食パターンを変えた概略評価（曲げおよびせん断に対する検討）を実施し、各ケースが評価結果に与える感度を評価する。

 実施項目 ①ファイバーモデルを用いた軸力・曲げに対する断面検討
 ②原子力発電所耐震設計技術規程JEAC4601-2008のせん断スケルトン終局点に基づく、
せん断に対する検討

 概略評価 全てのケースが目安値に収まっていたため、詳細評価は実施せず。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.101④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(ii)2/3号機
1. 概略評価
 実施ケース 全3ケースを実施する。パラメータは、燃料デブリ侵食である。

水平地震荷重

No.

解析概要

温度条件

燃料デブリ
侵食

脚部モーメント

1

侵食なし

内側1200℃
外側400℃

侵食なし

72,000 kN・m

2

侵食25%

〃

侵食25%

71,100 kN・m

3

浸食50%

〃

浸食50%

70,100 kN・m

脚部せん断力9,000 kN

※ 概略評価では、断面内で変化する材料物性を定義できないので、一律700℃の温度による劣化を考慮する。
また、燃料デブリ侵食表面を1200℃とし、線形温度分布で1000℃以上の領域のコンクリート及び鉄筋はないものとする。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.102④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(ii)2/3号機
1. 概略評価
 燃料デブリ侵食パターン（1F-3号機）

0

侵食なし

0

 燃料デブリ侵食パターンを示す。
 厚さ方向への侵食を考慮する。

侵食25%

侵食50%

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(ii)2/3号機
2. ファイバーモデルによる曲げに対する断面解析
 手法

No.103

 ファイバーモデルを用いて、曲げおよび軸力に対する断面解析を実施する。
 平面保持仮定に基づく解析であり、評価の目安値は以下の図の通りとする。
 荷重の方向は最弱断面に対して検討する。上向きおよび下向きを実施する。
[N/mm2]19.6[N/mm2]
4.97

14.7

目安値：2/3Fc’=10.8N/mm2

4.47

9.8
3.97

4.9

3.48

0
-4.9
[N/mm2]
392

2.98

[μ]

目安値：σy’=345N/mm2

2.48

載荷方向

294

1.99

1.49
196
0.99
98
0.50
0

[μ]

0

Fc’：高温を考慮したコンクリートの圧縮強度（＝16.25N/mm2）
σy’：鉄筋の降伏点強度（＝345N/mm2）

応力ひずみ特性（上：コンクリート、下：鉄筋）解析結果の一例（コンクリートの圧縮応力度）［ケースNo.2D：侵食25%、下向き］©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.104④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(ii)2/3号機
2. ファイバーモデルによる曲げに対する断面解析
 曲げおよび軸力に対する概略検討結果
 全てのケースで目安値以内となった。
No.

解析概要

鉛直地震
方向

1U

燃料デブリ接触
時、上向き

上向き

1D

燃料デブリ接触時、下向き

2U

燃料デブリ
侵食

圧縮側コンクリートの応力

引張側鉄筋の応力発生値σb（N/mm2）

応力度比*1
σb/fc*2

発生値σt（N/mm2）

応力度比*1
σt/ft*3

3.90

0.37

115

0.34

下向き

4.18

0.39

51.3

0.15

侵食25%、
上向き

上向き

4.56

0.43

127

0.37

2D

侵食25%、
下向き

下向き

4.97

0.47

59.5

0.18

3U

浸食50%、
上向き

上向き

5.52

0.52

139

0.41

3D

浸食50%、
下向き

下向き

6.14

0.57

67.7

0.20

無し

侵食25%

浸食50%
*1 応力度比＝発生応力度／目安値*2 fc＝2/3Fc’＝10.8N/mm2*3 ft＝σy’＝345N/mm2©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(ii)2/3号機
3. JEAC4601-2008に基づく、せん断に対する検討
 手法

No.105

 評価の目安とするせん断力Qaは、JEAC4601-2008のせん断スケルトン終局点に基づき、以下の値とする。
Qa＝1/α・A・τ3×103（τs≦1.4√Fc）τ3＝（1－τs／1.4√Fc）・τ0＋τs＝1.4√Fc（τs≧1.4√Fc）
τ0＝（0.94－0.56M／QD）・ √Fc ただし、 M／QD＞1のときM／QD＝1
τs＝（PV＋PH）・sσy／2＋（σV＋σH ）／2：許容せん断力（kN）
Qa：燃料デブリによる侵食を考慮したコンクリート断面積（m2）A：形状係数（2.0もしくは1.0）
ατ3：せん断終局応力度（N/mm2）
Fc：コンクリートの圧縮強度（N/mm2）
M／QD ：シアスパン比PV， PH：腐食を考慮した縦、横筋比（実数）σV ， σH：縦、横軸応力度（N/mm2）（圧縮を正）：鉄筋降伏応力度（N/mm2）sσ y
 荷重の方向は最弱断面に対して検討する。 （ウェブ壁断面積が少なくなる方向）
ここで、©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(ii)2/3号機
3. JEAC4601-2008に基づく、せん断に対する検討
 有効せん断断面積の考え方

No.106

 円筒壁の有効せん断断面積は、基本的にウェブ壁のみ有効
 ウェブ壁のみ有効の場合(α=2.0)と、全断面有効の場合(α=1.0)を実施

0

0

有効せん断断面積の範囲を示す

載荷方向

載荷方向
(ウェブ壁のみ有効：α=2.0)(全断面有効：α=1.0)

侵食25%における有効せん断断面積の例©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.107④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(ii)2/3号機
3. JEAC4601-2008に基づく、せん断に対する検討
 概略検討結果
 ウェブ壁のみ有効・全断面有効、いずれのケースも目安値以内に収まった。
(ウェブ壁のみ有効：α=2.0)
終局せん断応力τ3（N/mm2）

終局せん断力Qa（kN）

せん断応力比
Q/Qa

5.15

35084

0.26

下向き

5.45

37126

0.25

侵食25%、
上向き

上向き

5.31

26580

0.34

2D

侵食25%、
下向き

下向き

5.64

28274

0.32

3U

浸食50%、
上向き

上向き

5.60

18743

0.49

3D

浸食50%、
下向き

下向き

5.64

18878

0.48

No.

解析概要

鉛直地震
方向

1U

燃料デブリ接触
時、上向き

上向き

1D

燃料デブリ接触時、下向き

2U

燃料デブリ
侵食

無し

侵食25%

浸食50%

※ 脚部発生せん断力Q＝9,000kN©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.108④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(ii)2/3号機
3. JEAC4601-2008に基づく、せん断に対する検討
 概略検討結果
 ウェブ壁のみ有効・全断面有効、いずれのケースも目安値以内に収まった。
(全断面有効：α=1.0)
終局せん断応力τ3（N/mm2）

終局せん断力Qa（kN）

せん断応力比
Q/Qa

5.15

75060

0.12

下向き

5.45

79428

0.12

侵食25%、
上向き

上向き

5.31

58094

0.16

2D

侵食25%、
下向き

下向き

5.64

61797

0.15

3U

浸食50%、
上向き

上向き

5.60

41689

0.22

3D

浸食50%、
下向き

下向き

5.64

41988

0.22

No.

解析概要

鉛直地震
方向

1U

燃料デブリ接触
時、上向き

上向き

1D

燃料デブリ接触時、下向き

2U

燃料デブリ
侵食

無し

侵食25%

浸食50%

※ 脚部発生せん断力Q＝9,000kN©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.109⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
鉄筋の高温腐食試験 概要
 背景・目的 実機ペデスタルの耐震性影響評価では、文献*1の式（中森-EPRI回帰式と呼ぶ）を用いて鉄筋の高温腐食量を評価している。
 しかし、本式はガスボイラーの水蒸気酸化に基づく式であり、鉄筋の高温腐食量評価への適用性は不明である。
 実機ペデスタル評価の信頼性向上のため、鉄筋を用いた高温腐食試験を実施し、中森-EPRI
回帰式の適用性を確認する。
*1：ボイラ燃焼ガスによる高温腐食事例とその対策（2012、テクノシステム）



 10
u  9.93  1 / T 10   1.03

D  10u  3600  t

0.53

D：腐食量（mm）＝表面からの減肉量
t：酸化時間（hours）
u：鋼種係数
T：酸化温度（K）

腐食量 (mm)

1.0
0.8

縮小模型

実機

（3.5日間）（12日間）

1200℃
1000℃

0.6

800℃

0.4

縮小模型試験

600℃

の鉄筋

0.2
0.0
0

100

200

300

400

500

酸化時間t (hour)

中森-EPRI回帰式（縮小模型試験（800℃加熱後）における鉄筋の腐食量（赤丸）をプロット）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.110⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
試験計画
 パラメータ設定の基本的な考え方

 事故時の温度条件は、最新の事故進展解析に基づくペデスタル部の温度履歴（右下グラフ）
を参考に設定する。
 実機ペデスタルの耐震性影響評価では、1000℃を超える範囲において、コンクリートおよび鉄筋の強度・剛性は期待しない設定としていることから、腐食試験における温度範囲は強度・剛性が期待できる範囲までとし、上限を1000℃とする。
 高温時のガス環境は、最新のMAAP解析による検討状況を参考に、水蒸気、酸素、窒素を考慮する。

 試験パラメータ
加熱温度：600℃ 、 800℃ 、 1000℃
加熱期間：1 、 4 、 8 、 12日間
ガス環境：水蒸気・酸素・窒素の割合
コンクリート：有無、かぶり厚さ
試験体形状：D19 、 D35（実機縦筋）、平板（参考） 使用する材料
 SD345材（実機相当材）

ペデスタル側表面温度

1200
温度（℃）







1400

1000

ドライウェル側

800

表面温度

600
400
200

ペデスタル中間部温度

0

2011年

事故進展解析結果例（1F-1）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.111⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
各試験の位置付け

 ステップ1： 高温腐食に及ぼす「ガス環境」および「かぶりコンクリートの厚さ」の影響を、A試験
およびB試験で確認する。
 ステップ2： ステップ1の結果を踏まえて設定した条件でC試験を実施し、中森-EPRIの回帰式の適用性を確認する。
試験
名

試験の位置付け試験体

A試験

鉄筋単体試験体を用いてガス環境による
影響を確認

鉄筋単体
（D19, D35）
平板

B
試験

鉄筋コンクリート試験体を用いてかぶり厚さによる影響を確認C試験

A試験・B試験の結果を踏まえて設定した条件で実施する総合試験

加熱温度
（℃）

加熱期間
（日）

ガス環境

かぶり
コンクリート

1000

1

水蒸気・
酸素・窒素の割合を変化無し

コンクリート付き
（D19）

1000

4
8
12

大気下

かぶり厚さを変化

鉄筋単体（D19, D35）

600*
800*
1000

1
4*
8*
12

A試験の結果に基づき設定無し

コンクリート付き（D19, D35）

600
800
1000

12

A試験の結果に基づき設定B試験の結果に基づき設定*：D19のみ実施©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
A試験（ガス環境による影響の確認）
100
80

20

20

5

20

80

100
64

10

50

16

60
40

 試験結果ガスの構成割合（vol％）
20

80

80

100

20

20

50
95

90

30

20
30

0
A1

A2

A3

A4

D19

直接測定した直径に基づく
1.4

腐食量（mm）

1.2

A5

A6

D35

A7

No.112

A8

A9

D19

A10
平板

⾧さ・重量・比重から算出した直径に基づく

 鉄筋単体D19に対して、ガス環境を変えて、1000℃×1日の高温腐食試験を
H₂O
実施した。
O₂  高温腐食には、水蒸気と酸素が寄与し、それぞれの割合が増えると腐食量も増N₂大した。
 A試験の中では、A7が最も腐食量が多く、中森-EPRI回帰式と同等であった
 D19（A1）に対して、 D35（A5）の腐食量
はやや減少した。
 D19（A7）に対して、平板（A10）の腐食量は同等であった。

↓中森-EPRIの回帰式（1000℃、1日）：1.211mm

1.0

C試験のガス環境を、最も腐食量が多かったA7と同じ条件（水蒸気50%、酸素20%、
窒素30%）に選定した。

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
-0.2
0 A1 1 A2 2 A3 3 A4 4 A5 5 A6 6
試験ケース

A7 7

A8 8

A9 9 A1010※各ケースで、3本の試験結果をプロット©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.113⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
B試験（かぶり厚さによる影響の確認）

腐食量 (mm)

5
4

D19かぶり20mm

3

D19かぶり30mm

2

中森-EPRI回帰式 1000℃
B1（かぶり厚さ20mm）

1

D19かぶり100mm（実機かぶり厚相当）

B2（かぶり厚さ30mm）
B3（かぶり厚さ100mm）

004

 試験結果81216

加熱期間（日） かぶり厚さ（20mm, 30mm, 100mm）を変えたコンクリート付きの鉄筋D19に対して、大気下で1000℃×4日、8日、12日の高温腐食試験を実施した。
 加熱期間が長くなると腐食量は増大するが、いずれも中森-EPRI回帰式を下回った。
 かぶり厚さ20～100mmの間では、腐食量に違いは見られなかった。
 いずれの試験体もコンクリートにひび割れは生じるが、コンクリートの剥落は見られなかった。

C試験のコンクリート付き試験体のかぶり厚さを20mmに選定した。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.114⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
C試験
10

D19の試験結果

8

中森-EPRIの回帰式

8

D35の試験結果

腐食量（mm）

腐食量（mm）

10

中森-EPRIの回帰式

6
4
2

50

D19の試験結果

20

D35の試験結果

6

30

H₂O
O₂
N₂

ガス環境
（構成割合）

4
2

0
500

600

700

800

900

1000

加熱温度（℃）

鉄筋単体の腐食量（12日の試験結果）と中森-EPRI回帰式との比較

1100

0
500

600

700

800

900

1000

1100

加熱温度（℃）

コンクリート付き鉄筋の腐食量（ 12日の試験結果）と中森-EPRI回帰式との比較※各ケース、鉄筋3本の結果をプロット 試験結果 鉄筋単体およびコンクリート付き（かぶり厚さ20mm）の鉄筋D19およびD35（1F-1実機縦筋と同径）に対して、ガス環境を固定して、600, 800, 1000℃×1, 4, 8, 12日の高温腐食試験を実施した。
 コンクリート付きの鉄筋の腐食試験の結果、600℃、800℃の腐食
量は中森-EPRI回帰式と同等であり、1000℃では中森-EPRI回帰
式を下回った。

1000℃以下、12日以下に対しては、中森EPRI回帰式で評価可能と考えられる。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.115⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験

C試験（1000℃、コンクリート付きのケース：C2（D19）、C3 （D35） ） 腐食前後の外観
腐食前

腐食後

D19
1000℃
×
12日

D35
1000℃
×
12日

コンクリート付きのD19、D35いずれの試験体についても、高温腐食試験後にコンクリートの剥落は見られなかった。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
まとめNo.116

 実機ペデスタル内の鉄筋の高温腐食量について、実機ペデスタルの耐震性影響評価で用いている中森-EPRI回帰式の適用性の確認のために、鉄筋単体およびコンクリート付き試験体の高温腐食試験を実施した。
 様々なガス環境に対する鉄筋単体の腐食試験（A試験）の結果から、水蒸気と酸素の割合が増加すると腐食量は増加することを確認した。
 腐食量が最大となるガス環境（水蒸気50％、酸素20％、窒素30％）における腐食量は、中森EPRI回帰式と同等であった。
 かぶり厚さを変数（20、30、100mm）にしたコンクリート付き試験体の大気下での腐食試験（B試験）では、いずれの結果も中森-EPRI回帰式を下回った。
 また、かぶり厚さの違いによる腐食量に違いは見られなかった。
 ガス環境を固定（水蒸気50％、酸素20％ 、窒素30％ ）し、温度（600、800、1000℃）を変数にしたコンクリート付き試験体の腐食試験（C試験）の結果から、600℃、800℃の腐食量は中森-EPRI回帰式と同等、1000℃の腐食量は中森-EPRI回帰式を下回った。
 コンクリート付き試験体はいずれも、コンクリートの剥落は見られなかった。
 以上の結果から、1000℃以下、12日以下での、コンクリート中の鉄筋の高温腐食量は、中森EPRI回帰式で概ね評価可能であると考えられる。
©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.117（３）安全シナリオの高度化①【1号機】Ｓ/Ｃ脚部の地震応答解析手法の高度化
S/C脚部等の耐力をより合理的に評価するため、実際に想定し得る地震荷重、拘束条件を踏まえた詳細解析として、ＰＣＶ 補修として、Ｓ/Ｃ内にコンクリート充填作業（ダウンカマ埋設)を実施してＳ/Ｃ脚部補強モルタルを埋設しない場合について、S/C脚部の時
刻歴弾塑性地震応答解析を実施する。
②【2/3号機】ベント系の詳細FEM解析
評価条件・手法の更なる高度化を目的として、実際に想定し得る地震荷重、拘束条件を踏まえた評価を実施するため、ベント系の詳細ＦＥＭ解析を実施する。

③温度履歴を考慮したＰＣＶの材料試験
S/C脚部等の検討のために、事故時の温度履歴を考慮したＰＣＶの材料試験を実施する。
（付録6に示す温度履歴を考慮したPCV材料試験を参照。）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(3)安全シナリオの高度化① 【1号機】Ｓ／Ｃ脚部の地震応答解析手法の高度化

No.118

時刻歴地震応答弾塑性解析（事故４０年後）による耐震性影響評価

1F-1

[目的]
•⾧期に亘る燃料デブリ取り出し作業を継続するために、地震時におけるＰＣＶ等の重要機器等の構造評価が必要である。

・このため、実際に想定し得る地震荷重、拘束条件を踏まえた詳細解析として、ＰＣＶ
補修として、Ｓ/Ｃ内にコンクリート充填作業（ダウンカマ埋設)を実施してＳ/Ｃ脚部補強モルタルを埋設しない場合について、S/C脚部の時刻歴弾塑性地震応答解析を実施することにより、耐震性影響評価手法の更なる高度化を図る。
[内容]
 S/C内をコンクリート埋設することによりコンクリートによってS/Cとダウンカマが拘束されるため、ベント系モデルとS/C系モデルを連成させた180°モデルによって時刻歴弾塑性地震
応答解析を実施する。
 ベント管に作用する地震荷重及びコラムサポートに作用する地震荷重等を算出するため、弾性解析と同様にベント管とS/C系はビーム要素でモデル化する。
 S/C内コンクリート埋設によりダウンカマ取付部の地震時応力や地震時ひずみが厳しくなることが予想されるため、ダウンカマとベントヘッダはシェル要素でモデル化する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(3)安全シナリオの高度化① 【1号機】Ｓ／Ｃ脚部の地震応答解析手法の高度化

1F-1

No.119

時刻歴弾塑性地震応答解析
 時刻歴弾塑性地震応答解析は、固定部より時刻歴加速度を入力して解析モデルを強制加振させて、各評価部位の累積塑性ひずみや変形挙動等を把握する。
 過酷事故を受けたＰＣＶ地震時破損モードとして局所崩壊、低サイクル疲労を評価する。
 この解析による変形挙動と、S/C脚部の崩壊荷重評価で実施した弾塑性解析による変形挙動との比較による検討も実施し、Ｓ/Ｃ脚部等の耐震性を評価する。

T.P.-2666

ベント系＋S/C系の解析モデル
詳細図（断面）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(3)安全シナリオの高度化① 【1号機】Ｓ／Ｃ脚部の地震応答解析手法の高度化

No.120

１）局所崩壊評価（累積相当塑性ひずみ）

1F-1

時刻歴弾塑性地震応答解析[局所崩壊評価]

T.P.704

P1

P3注） *1) シェル要素の板厚中心の相当塑性ひずみの累積値(要素中心解)を示す。
*2) ASME Sec.VIII、JSME S NX2-2014、JANTI BWR配管損傷防止ガイドラインから限界ひずみを検討し、設定した。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning
時刻歴弾塑性地震応答解析の結果、局所崩壊評価(累積相当塑性ひずみ)の累積値は、目安値に収まることがわかった。

(3)安全シナリオの高度化① 【1号機】Ｓ／Ｃ脚部の地震応答解析手法の高度化
1F-1

No.121２）低サイクル疲労評価 （最大相当ひずみ振幅による評価）

時刻歴弾塑性地震応答解析[低サイクル疲労評価（最大相当ひずみ振幅による評価）]

T.P.704

T.P.704

P1

P3注） *1) シェル要素表面の相当ひずみ振幅の最大値は，ASME SecVIIIのピークカウント法を準用して算出した。
*2) 相当ひずみ振幅最大値の現行設計用等価繰返し回数を60回とし、許容繰返し回数をJSME 設計・建設規格の疲労線図を準用して算出した値を示す。

時刻歴弾塑性地震応答解析の結果、低サイクル疲労評価では、最大相当ひずみ振幅の繰返し回数を60回とした評価では、累積損傷係©International Research Institute for Nuclear Decommissioning
数が目安値に収まることがわかった。

(3)安全シナリオの高度化① 【1号機】Ｓ／Ｃ脚部の地震応答解析手法の高度化
1F-1

No.122

３）コラムサポートの耐震性評価（水平方向最大応答変位）

時刻歴弾塑性地震応答解析
コラムサポートの耐震性評価

H29①⑥コラムサポート
対象機器

P2 コラムサポート

腐食年数（年）

40年後相当減衰定数

建設時設計値（ｺﾝｸﾘｰﾄ5％、鋼材1％）

S/C内コンクリート

T.P.704

オペフロ階付加設備

6100 ton

評価部位

地震荷重*1
水平変位（mm）

目安変位*2(mm)

裕度

外側コラムサポート

16.5

35.5

2.15

注） *1) 水平変位は、ベント系＋S/C系モデルの弾塑性時刻歴解析から得られたトーラス胴中心の最大応答変位を示す。
*2) 設計・建設規格を準用した極限解析（弾塑性解析）結果の2倍勾配点での目安変位を示す。

時刻歴弾塑性地震応答解析によるトーラス胴中心の最大応答水平変位は、目安変位以下であることがわかった。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(3)安全シナリオの高度化① 【1号機】Ｓ／Ｃ脚部の地震応答解析手法の高度化
1F-1

No.123弾完全塑性体を用いた２倍勾配法による目安荷重の算出結果
2.0

1.5

震度(-)

崩壊荷重Pc1.22
1.0

ﾄｰﾗｽ胴の中心位置

Φ

SC胴と外側ｻﾎﾟｰﾄの接合部
SC胴と内側ｻﾎﾟｰﾄの接合部

0.5θ

ﾄｰﾗｽ胴 2倍勾配
外側ｻﾎﾟｰﾄ接合部 2倍勾配
内側ｻﾎﾟｰﾄ接合部 2倍勾配0.0

Φ=tan-1(2tanθ)

0

20

目安変位
: 35.5mm

40

60

80

100

加振方向変位(mm)

図 2倍勾配法による崩壊荷重

ケース：H29① 腐食年数：40年後 減衰定数：設計用 オペフロ階付加設備：6100ton©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(3) 安全シナリオの高度化

No.124
1F-2/3②【2/3号機】ベント系の詳細FEM解析[目的]
評価条件・手法の更なる高度化を目的として、実際に想定し得る地震荷重、拘束条件を踏まえた評価を実施するため、ベント系の詳細ＦＥＭ解析を実施する。
[内容] ドライウェル、ベント管、ベントヘッダ、ダウンカマをシェル要素にてモデル化する。
 弾塑性解析（２倍勾配法）：ドライウェルへ荷重を静的に漸増入力し、ベントヘッダとダウンカマ接合部の変位を確認する。

ドライウェル
ベント管

境界条件
Ｙ－Ｚ平面
対称条件
ダウンカマ下端：固定

ベントヘッダ・Ｘ軸変位拘束・Ｙ軸回転拘束ダウンカマ

ベント系の詳細FEM解析モデル

地震荷重

・Ｚ軸回転拘束

境界条件

境界条件
Ｘ－Ｚ平面
反対称条件

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(3) 安全シナリオの高度化

No.125
1F-2/3②【2/3号機】ベント系の詳細FEM解析

T.P.-366

注）＊１：水平変位は、ベント系＋Ｓ／Ｃ系梁モデルの弾性時刻歴解析から得られたダウンカマのコンクリート埋設点とダウンカマとベントヘッダの接合部との最大相対変位を示す。
＊２：弾塑性解析結果の２倍勾配点におけるダウンカマのコンクリート埋設点とダウンカマとベントヘッダの接合部との相対変位を示す。
＊３：２倍勾配点の崩壊荷重×０．９に相当する変位を示す。

ベント系の詳細ＦＥＭ解析（弾塑性解析（２倍勾配法））の結果、ダウンカマ取付部に生じる地震時変位は許容変位以下に収まることを確認した。
©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.126

耐震性・影響評価のまとめ
燃料デブリ取り出し期間を想定し、事故後40年後腐食を考慮した耐震性評価結果のまとめを示す。

注：○：目安値に収まる ×：目安値を超える
1号機
S/C内充填止水（ダウンカマ埋設：0.68ｍ）

止水条件

評
価
対
象
機
器

2/3号機
S/C内充填止水（ダウンカマ埋設：1.5ｍ）

S/C内充填止水(ダウンカマ埋設：0.745ｍ)

評価手法

時刻歴弾性地震応答解析

弾塑性解析(2倍勾配法)時刻歴弾塑性
地震応答解析

応答スペクトラム解析

弾塑性解析(2倍勾配法)

時刻歴弾性地震応答解析

弾塑性解析(2倍勾配法)○ベント管取付部

×

―

○

×

―

○

―

○コラムサポート

×

○

○

×

×

○

―

○耐震サポート

―

―

―

×

―

○

―

○ダウンカマ取付部

×

―

○

×

―

×

○

S/C内充填止水で事故40年後を想定した場合、1号機はダウンカマ埋設0.68ｍ,2/3号機についてはダウンカマ埋設0.745ｍであれば、評価対象機器として選定したPCV機器の耐震性について、本PJで開発した評価手法を適用した場合、目安値に収まることを確認した。
注：○：目安値に収まる ×：目安値を超える

1号機
ペデスタルに関する検討

評価手法

片側侵食

侵食25％

ファイバーモデルによる曲げに対する断面解析
せん断に対する検討

3次元FEM弾塑性解析による評価

2/3号機

侵食パターン

片側侵食

○

△*1

RPVペデスタル（平成28年度（平成28年度

実施）

実施）

0

0
侵食なし

詳細評価

1号機

両側侵食

2/3号機

簡易評価

両側侵食

1号機

2/3号機

侵食なし

侵食
25％

侵食
50％

片側侵食

両側侵食

侵食なし

侵食
25％

侵食
50％

○

○

○

○

○

―

―

―

侵食50％

*1：引張側鉄筋の応力が目安値を超えたケース。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

1号機では、片側侵食を考慮した場合のケースで評価の結果目安値に収まることを確認した。また、両側を侵食されたケースを想定した場合
も、目安値に収まることを確認した。2/3号機では各パターンで目安値に収まることを確認した。

７．まとめNo.127（１）大規模地震時における安全シナリオの構築
地震起因の大型機器損傷事象について、事故収束のための設備が現状から変化する、
燃料デブリ取り出し用の設備設置以降の安全シナリオを構築した。
（２）安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発
・S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発
S/C脚部の弾塑性解析（2倍勾配法）を用いた評価手法を開発した。
・地震応答解析手法の開発及び検証
燃料デブリ取り出し状態および燃料デブリ侵食等による建屋・機器の状態の変化に対応する
建屋―大型機器連成系の地震応答解析手法を開発した。
・ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発
最新の事故時の温度状況や燃料デブリの広がり状況の知見を踏まえた耐力評価手法を開発した。
（３）安全シナリオの高度化
S/C脚部の時刻歴弾塑性地震応答解析を用いた評価手法を開発した。

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

７．まとめNo.128

目標達成度（1/2）
各目標に照らした達成度を以下に示す。
1)大規模地震時における安全シナリオの構築

達成度・・・100％

大規模地震によりペデスタル・圧力抑制室 大規模地震によりペデスタル・圧力抑制室脚部脚部が損傷したと仮定した場合に、圧力容 が損傷したと仮定した場合に、圧力容器・格納容
器・格納容器等の大型機器及びそれに接続 器等の大型機器及びそれに接続する設備に及ぼする設備に及ぼす波及的影響を整理し、そ す波及的影響を整理し、その防止・抑制策を検討の防止・抑制策が検討されていること。
し、完了した。
2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価
手法の開発

達成度・・・100％

ペデスタルについて、事故時の格納容器内温度や燃料①ペデスタル部、 デブリの拡がり状況に関する
圧力抑制室脚 最新の知見を反映した健全部の耐震性・影 性評価が完了していること。
響評価手法の
圧力抑制室脚部について、
開発
極限解析（弾塑性解析）による耐震性の評価が完了していること。

1号機ペデスタルについて、事故時の格納容器
内温度や燃料デブリの拡がり状況に関する最新の知見を反映した耐震性評価を実施し、完了した。
2/3号機ペデスタルについて、燃料デブリの侵食パターンを変えた耐震性評価を実施し、完了した。
圧力抑制室脚部について、極限解析（弾塑性解析）による評価を実施し、完了した。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

７．まとめNo.129

目標達成度（2/2）
各目標に照らした達成度を以下に示す。

ペデスタルについて、地1号機ペデスタルについて地震応答解析により地震荷
震応答解析により地震荷重の評価手法を検証し、地震荷重を設定し、完了した。
②耐力評価及 重の評価手法を検証が完
2/3号機ペデスタルについて地震応答簡易評価手法を
び地震荷重評 了していること。
活用し、地震荷重を設定し、完了した。
価手法の検証 圧力抑制室脚部補強後
圧力抑制室内の充填量低減ケースについて、S/C、ベのS/C、ベント管等の耐震
ント管等の耐震性評価を実施し、完了した。
性評価が完了していること。
③地震応答解 時刻歴応答解析等による析手法の開発 圧力抑制室脚部の耐震評及び検証
価が完了していること。
3）安全シナリオの高度化

1号機および2/3号機について、時刻歴応答解析による圧力抑制室脚部の耐震評価を実施し、完了した。
達成度・・・100％

1号機については時刻歴弾塑性解析およびPCV鋼材の圧力抑制室脚部の耐力をより合理的に評
温度履歴を考慮した材料試験を実施し、2/3号機につい価・検証する手法の検討が完了しているこてはベント系の詳細解析を実施し、圧力抑制室脚部の耐と。
力をより合理的に評価検証する手法を検討し、完了した。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

７．まとめNo.130

今後の課題を以下に示す。
１．S/C脚部補強無しでダウンカマ止水を実施する場合、実力評価としては、1号機はダ
ウンカマ埋設深さを0.68m、2/3号機は0.745mとする耐震評価結果を示したものであり、この埋設深さでの止水材の止水性能・耐震性は確認されていない。このため、この埋設深さでの止水材の止水性能・耐震性を確認する必要があると考えられる。
２．RPVペデスタルの燃料デブリ侵食を想定した地震応答解析は、現状知見に基づくものであり、詳細な調査状況を踏まえたものではない。このため、１Ｆ事故後の建屋内部、格納容器内部等の調査進捗状況、瓦礫撤去工事状況を踏まえ、関連事業者間等の調整により、地震観測等を実施し、解析モデルの妥当性を検討していきたい。
３．RPVペデスタルの解析評価を行う際、今後進められる格納容器内調査や事故時進展解析高度化の結果を、以下に示す解析条件に適宜反映し、より実状に近い条件で解析・評価を行う必要がある。特に、評価結果に与える影響の大きさから、燃料デブリによるペデスタル浸食状況の把握が重要である。
①事故時にペデスタルが曝された温度履歴②燃料デブリによるペデスタルの浸食状況©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.131

付録
付録1 ダウンカマと止水材の密着性が失われた場合の解析結果への影響
付録2 ２倍勾配法による崩壊荷重の算出結果
付録3 地震応答解析における補足資料
付録4 ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験実施前後の外観
付録5 時刻歴弾塑性地震応答解析 低サイクル疲労詳細評価
付録6 温度履歴を考慮したPCV材料試験
付録7 本PJから他PJなどへの引き継ぎ事項©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.132
付録１-1

ダウンカマと止水材の密着性が失われた場合の解析結果への影響について
1号機について、ダウンカマと止水材（コンクリート）との密着性が失われた場合を想定し、ダウンカマとコンクリートを接続している部分について、鉛直方向と鉛直軸回りをフリーにした条件で固有値解析と極限解析（２倍勾配法）の結果を比較し、解析結果への影響度合い
が数％程度であることを確認した。（次頁のベント系＋Ｓ／Ｃ系の解析モデル参照。）

ケース

コンクリート
充填高さ

項目

固有振動数(Hz)
１５年後

ダウンカマ下端から０．６８ｍ

水平方向震度(G)２倍勾配点震度(G)
固有振動数(Hz)４０年後

ダウンカマ下端から０．６８ｍ

水平方向震度(G)２倍勾配点震度(G)Ａ：全自由度拘束
の場合

3.71
1.22
1.44
3.52
1.13
1.22

Ｂ：鉛直方向とその 影響度合い
軸回りの自由度をフリーにした場合 Ｂ／Ａの比率

3.69
1.24
1.42
3.51
1.14
1.20

0.99
1.02
0.99
1.00
1.01
0.98

©International Research Institute for Nuclear Decommissioning【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）の解析モデル
1号機 サプレッションチェンバ
推定減肉量（片面） (mm)
事故後
15年

40年

1.36

2.30

推定減肉量

No.133
付録１-2

ベント系＋Ｓ／Ｃ系の解析モデル
・S/C内コンクリート埋設によりダウンカマ取付部の地震時応力が厳しくなると予想されるため、ダウンカマとベントヘッダはシェル要素でモデル化し、ベント管とS/C系はビーム要素でモデル化する。
・ダウンカマとコンクリートを接続している部分について、全自由度を拘束した場合（基本解析ケース）と鉛直方向と鉛直軸回りをフリーにした条件（付録解析ケース）の場合を比較するため、固有値解析と極限解析(2倍勾配法）を実施する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2) ①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果 No.134
付録2-1
1F-1

弾完全塑性体を用いた２倍勾配法による目安荷重の算出結果(40年後）
2.0

1.5

震度(-)

崩壊荷重Pc1.22
1.0

ﾄｰﾗｽ胴の中心位置

Φ

SC胴と外側ｻﾎﾟｰﾄの接合部
SC胴と内側ｻﾎﾟｰﾄの接合部

0.5θ

ﾄｰﾗｽ胴 2倍勾配

目安変位
: 35.5mm

外側ｻﾎﾟｰﾄ接合部 2倍勾配
内側ｻﾎﾟｰﾄ接合部 2倍勾配0.0

Φ=tan-1(2tanθ)

0

20

40

60

80

100

加振方向変位(mm)

図 2倍勾配法による崩壊荷重

ケース：H29① 腐食年数：40年後 減衰定数：設計用 オペフロ階付加設備：6100ton©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2) ①【1号機】S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:0.68m）のS/C脚部検討結果 No.135
付録2-2
1F-1

維持規格準用による２倍勾配法による目安荷重の算出結果(40年後）
2.0

1.5

震度(-)

崩壊荷重Pc1.32
1.0

ﾄｰﾗｽ胴の中心位置

Φ

SC胴と外側ｻﾎﾟｰﾄの接合部
SC胴と内側ｻﾎﾟｰﾄの接合部

0.5θ

ﾄｰﾗｽ胴 2倍勾配

目安変位
: 38.4mm

0.0

Φ=tan-1(2tanθ)

0

20

40

外側ｻﾎﾟｰﾄ接合部 2倍勾配
内側ｻﾎﾟｰﾄ接合部 2倍勾配

60

80

100

加振方向変位(mm)

図 2倍勾配法による崩壊荷重

ケース：H29① 腐食年数：40年後 減衰定数：設計用 オペフロ階付加設備：6100ton©International Research Institute for Nuclear Decommissioning135

(2) ②【2/3号機】 S/C内充填止水（ダウンカマ埋設:1.5m）のS/C脚部検討結果 No.136
付録2-3

1F-2/3 ２倍勾配法による崩壊荷重の算出結果(40年後）崩壊荷重Pc1.06

Φ=tan-1(2tanθ)

図 2倍勾配法による崩壊荷重

ケース：H29-1 腐食年数：40年後 減衰定数：設計用 オペフロ階付加設備：4710ton©International Research Institute for Nuclear Decommissioning燃料デブリ取り出しに向けたオペフロ荷重として考慮した設備概要

No.137付録3-1①水中＋気中取り出し工法 上部コンテナにおける構造検討条件から、部分冠水モデルのオペフロ重量を想定②オペフロへの機器系付加荷重としては、作業ハウス、天井クレーン等の大型主要機器③上記構造部に加え、遮蔽構造等を想定し重量を設定し、既評価の展開性を考慮して検討を実施【H25年度解析条件】：10年、15年後・作業エリアの重量及び搬出ボックス：約4650tonと想定・クレーン荷重：約485ton(計：5135ton) ⇒ 付加荷重約5100ton と設定
・オペフロ質点（建屋）：5985ton⇒ オペフロ階総重量：約11100ton （カバー相当）【H26～27年度解析条件】：10年、15年、40年後・H25年度荷重に約1000tonを増加（遮蔽体を追加）⇒ 付加荷重約6100ton （パラスタ：約7000ton）
・オペフロ質点（建屋）：5985ton⇒ オペフロ階総重量：約12100ton（約13000ton）

1F-1建屋モデル例

T.P.37464【H28年度解析条件】：40年後（燃料取り出し時）
・H27年度荷重に約7000tonを増加⇒ 付加荷重約6100ton、13300ton
・オペフロ質点（建屋）：5985ton⇒オペフロ階総重量：約12100、約19300ton

T.P.8564
T.P.3564※オペフロ荷重の増減が大型機器系基礎部への影響が大きい
ため（H27年度パラスタ結果）、コンテナ相当の重量を想定
注記：オペフロ階に設置される設備は、既往検討等を考慮して想定したものであり、今後、設計・検討の進捗に応じて見直しが必要である。

T.P.2564

気中取り出し概念図©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

事故後の大型機器連成地震応答解析の検討概念

No.138
付録3-2◆建屋損傷状態を想定して評価①建屋損傷調査の反映及びオペフロ上部階の削除②建屋モデル既往検討質点モデルに変更①オペフロから上部を削除し、
一部瓦礫としてオペフロに付加②燃料デブリ取り出し状態の考慮
・オペフロ階に想定プラント
設備の付加重量等を設定◆大型機器系の状態
・耐震バッチェックモデル
をベース
・腐食減肉量の考慮
・燃料溶融状態を考慮
・PCV内水位等のプラント
想定条件の考慮

入力地震動
地震応答（加速度、せん断力、モーメント）

図1-1 1F-1R/B断面（健全状態）

図1-2 1F-1大型機器系連成モデル例©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.139⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
実験装置 A試験・C試験（１）

付録4-1

 実験装置（水蒸気割合0％および20％のケース）

 管状炉（内径：138mm、長さ：1400mm、均熱帯長さ：150mm）を使用
 試験条件に応じて、O2（純度99.6%、露点-68℃以下）とN2（純度99.998%、
露点-68℃以下）の2種類のガスを使用
 昇降温時はN2のみを供給
 水蒸気添加条件ではN2を恒温水槽に曝気させて加湿 室温での混合ガスの流量：1000mL/min
 試験体は各3体とする
露点計

管状炉
サンプル
面積式
流量計

ガス出口

O2

N2

恒温水槽

水封

腐食試験装置の概略図（水槽曝気の場合）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
実験装置 A試験・C試験（２） 実験装置（水蒸気割合50％および100％のケース）

No.140
付録4-2

 水蒸気添加を水槽曝気による方法でなく、蒸発器で水蒸気を発生させて管状炉内に導入する
方法を採用
蒸発器

ポンプ

面積式
流量計

N2

O2

管状炉

ガス出口

サンプル

水タンク

腐食試験装置の概略図（蒸発器の場合）

管状炉内の試験片の様子

装置外観©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験

No.141

付録4-3

実験装置 B試験
 実験装置 電気炉（炉内寸法：700mm角）を使用
 雰囲気環境は大気下
 L型アングルと鋼製の網の上に試験体を設置し、試験体の接地面を極力小さくしている

1000℃加熱用電気炉

試験体設置状況©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
A試験（ガス環境による影響の確認） 腐食前後の外観

No.142

付録4©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
A試験（ガス環境による影響の確認） 脱スケール後の外観

No.143

付録4©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
B試験（かぶり厚さによる影響の確認） 外観（4日間）

No.144付録4©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
B試験（かぶり厚さによる影響の確認） 外観（8日間）

No.145

付録4©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
B試験（かぶり厚さによる影響の確認） 外観（ 12日間）

No.146

付録4©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
C試験（鉄筋単体のケース：C1（D19）、C4（D35）） 腐食前後の外観

No.147

付録4©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
C試験（鉄筋単体のケース：C1（D19）、C4（D35）） 脱スケール後の外観

No.148

付録4©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
C試験（コンクリート付きのケース：C2（D19）） 腐食前後の外観

No.149付録4©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発⑤ＲＰＶペデスタルの鉄筋高温腐食試験
C試験（コンクリート付きのケース：C3（D35）） 腐食前後の外観

No.150

付録4©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(3)安全シナリオの高度化① 【1号機】Ｓ／Ｃ脚部の地震応答解析手法の高度化

No.151

付録5

低サイクル疲労の詳細評価

1F-1

時刻歴弾塑性地震応答解析[低サイクル疲労評価]

T.P.704

P1

P3注） *1) 疲労累積係数は，ASME SecVIIIのピークカウント法を準用して算出した。

時刻歴弾塑性地震応答解析の結果、ASME Sec.VIIIのピークカウント法を準用した低サイクル疲労評価では、疲労累積係数が目安値に収©International Research Institute for Nuclear Decommissioning
まることがわかった。

(3)安全シナリオの高度化③温度履歴を考慮したＰＣＶの材料試験

1F-1

No.152

付録6-1

・事故後約2週間(3/25)までのMAAP解析（平成27年度炉内状況把握ＰＪ）による１号機のＰＣＶドライウエル（Ｄ／Ｗ）側の表面温度変化を図１に示す。
・ＰＣＶ Ｄ／Ｗ側表面温度は 約620℃と評価しており、この事故後約2週間の温度履歴
をＰＣＶの材料試験で考慮する。なお、3/23の注水系切替後（注水あり）では、燃料デブリが有効に冷却され、ＰＣＶ表面温度が低下していることがわかる。
1000
PCV D/W側表面温度

温度(℃)

800

600

400

200

3/26 12:00

3/25 12:00

3/24 12:00

3/23 12:00

3/22 12:00

3/21 12:00

3/20 12:00

3/19 12:00

3/18 12:00

3/17 12:00

3/16 12:00

3/15 12:00

3/14 12:00

3/13 12:00

3/12 12:00

3/11 12:00

0

図１ 3/23まで注水なしとした場合の１Ｆ１ ＰＣＶ表面温度変化©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(3)安全シナリオの高度化③温度履歴を考慮したＰＣＶの材料試験

No.153

1F-1

付録6-2

・温度履歴付与時の電気炉内ＰＣＶ鋼材表面の温度計測状況を図２に示す。
700

温度計測結果(最大635～640°)

600

目標温度
(最大625°)

表面温度

表面温度(℃)

500
400
300
200
100
0
0

5

10
高温履歴付与時間(Day)15

図２ ＰＣＶ鋼材表面の温度計測状況©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(3)安全シナリオの高度化

1F-1 No.154③温度履歴を考慮したＰＣＶの材料試験

付録6-3

SGV410材• SGV410材の引張試験結果
引張試験条件（ベント管相当材、ベントヘッダ相当材、
L方向
ダウンカマ相当材等）
温度履歴なし温度履歴を付与したSGV410材（厚さ16C方向ｍｍ）の材料試験においても降伏応力
L方向σyおよび破断伸びはJISの規格値を満温度履歴あり足している。
C方向
引張強さσuは温度履歴の付与によりJIS要求値
JIS規格値から若干低下した。
600

降伏応力 σy, MPa
測定値 平均値
308
337
326
333
321
328
319
309
267
267
274
288
264
275
267
263
≥ 225

破断伸び, %
測定値 平均値
38
43
41
43
40
42
41
42
44
41
42
42
42
41
41
40
≥ 21

600
SGV410, L方向, 温度履歴あり

SGV410, L方向, 温度履歴あり
500

400
300
JIS規格値: σy = 225 MPa
200

1HLH1
1HLH2

100

公称応力, MPa500

公称応力, MPa

引張強さ σu, MPa
測定値
平均値
440
440
440
440
439
440
439
439
406
407
406
406
407
406
406
406
≥ 410

JIS規格値: σu = 410 MPa

400
300

1HLH1

200

1HLH2
1HLH3

100

1HLH3
0
0.00

0
0.01

0.02
0.03
公称ひずみ, -

0.04

0.05

0.0

0.1

0.2
0.3
公称ひずみ, -0.40.5

引張試験による公称応力-公称ひずみ関係（SGV410相当材、温度履歴あり、 L方向）
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(3)安全シナリオの高度化

1F-1 No.155③温度履歴を考慮したＰＣＶの材料試験

付録6-4

SGV480材• SGV480材の引張試験結果
引張試験条件（PCV D/Wシェル相当材、S/Cシェル相
L方向当材等）
温度履歴なし温度履歴を付与したSGV480材（厚さ38C方向ｍｍ）の材料試験においても降伏応力
L方向σyおよび破断伸びはJISの規格値を満温度履歴あり足している。
C方向
引張強さσuは温度履歴の付与によりJIS要求値
JIS規格値から若干低下した．
600

降伏応力 σy, MPa
測定値 平均値
367
354
361
362
352
355
356
360
313
313
313
314
315
311
313
314
≥ 265

600

300

JIS規格値: σy = 265 MPa

200

3QLH1
3QLH2

100

3QLH3

0
0.00

公称応力, MPa

公称応力, MPa

JIS規格値: σu = 480 MPa

500

400

破断伸び, %
測定値 平均値
38
34
36
35
36
35
35
35
42
40
40
39
39
38
39
40
≥ 17

SGV480, L方向, 温度履歴あり

SGV480, L方向, 温度履歴あり
500

引張強さ σu, MPa
測定値
平均値
533
532
532
532
533
532
532
532
477
478
477
477
478
477
477
476
≥ 480

400
300

3QLH1

200

3QLH2
3QLH3

100
0

0.01

0.02
0.03
公称ひずみ, -

0.04

0.05

0.0

0.1

0.2
0.3
公称ひずみ, -0.40.5

引張試験による公称応力-公称ひずみ関係（SGV480相当材、温度履歴あり、L方向）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(3)安全シナリオの高度化

No.156③温度履歴を考慮したＰＣＶの材料試験

付録6-5• SGV410材(16mm)のシャルピー(CVN)試験結果（ベント管、ベントヘッダ、ダウンカマ相当材等）
SGV410材では、温度履歴の付与による吸収エネルギの低下は確認されず、吸収エネルギの最小値は301Jであり、JSME維持規格の破壊靱性JIcから換算されるCVN=104 J を上回った。
500
吸収エネルギ吸収エネルギ, J

400

L-C方向
温度履歴無

C-L方向
温度履歴無

L-C方向
温度履歴有

C-L方向
温度履歴有

300

200
JSME維持規格の破壊靭性から換算されるCVN=104J

100

0
-40

-20

0

20
試験温度, ℃

40

60

80

シャルピー試験による吸収エネルギの変化（SGV410材（16mm））©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(3)安全シナリオの高度化

No.157③温度履歴を考慮したＰＣＶの材料試験

付録6-6• SGV480材(38mm)のシャルピー(CVN)試験結果（PCV D/Wシェル、S/Cシェル相当材等）
SGV480材は、温度履歴の付与により吸収エネルギの低下が確認されたが、吸収エネルギの最小値は110Jであり、JSME維持規格の破壊靱性JIcから換算されるCVN=104 J を上回った。

吸収エネルギ, J

300

吸収エネルギ

L-C方向
温度履歴無

C-L方向
温度履歴無

L-C方向
温度履歴有

C-L方向
温度履歴有

200

JSME維持規格の破壊靭性から換算されるCVN=104J

100

0
-40

-20

0

20
試験温度, ℃

40

60

80

シャルピー試験による吸収エネルギの変化（SGV480材（38mm））©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.15
付録78(全般) 本PJから他PJなどへの引き継ぎ事項
No.

引き継ぎ先
（関連PJなど）

項目

引き継ぎ事項（本事業の成果および課題）

備考

1

工法・システム高度 大型構造物損傷に • PCV/ ペデスタルの損傷に伴う波及的影 ・PCV損傷時には、1次バウンダリの負圧を響については本PJ での検討結果を確認 維持困難な開口の発生を想定。（面積の化PJ
よる波及的影響のこと。（波及的影響のうち、代表的な 評価は困難）
ものを備考欄に記載。詳細は報告書参 ・ペデスタル損傷時には、 RPV 移動 / コンク
リート片落下により PCV内全域への影響を
照）
想定。

2

工法・システム高度 安全シナリオ（大型 • PCV/ペデスタルについて、600galに対す ・実機状態には不確実さがあり、 600gal にる耐震性が確認された。
対して PCV/ ペデスタルの損傷が発生し得化PJ構造物損傷時の対•処設備の耐震性）
地震時の波及的対応に対処する設備 ないということではない点に注意が必要。
については、有効性確保のため 600gal
以上の耐震性が求められる。

3工法・システム高度 安 全 シ ナ リ オ （ PCV • 事象発生時の被ばく量低減の手段とし ・大型機器損傷時の波及的影響を考慮すて、燃料デブリ加工中の PCV 内濃度制 ると事象発生後のシステムでの対処が困化PJ
破損時の対策）限する手法を検討のこと。
難と考えられることから、代替の手段として、PCV内濃度制限を提案。

4工法・システム高度 ペデスタル補強
化PJ

5

PCVH補修PJ

ダウンカマ止水高さ • S/C脚部補強を行わない条件で、600gal ・評価上、600gal に対する耐震性が確認さに対する耐震性を確保するためには、 れた止水高さの条件は以下。
1号機：0.68m埋設
止水高さを制限する必要がある。
2/3号機：0.745m埋設

6

PCV内部調査PJ

ペ デ ス タ ル の 状 態 • 本事業の耐震評価モデルでの想定以 ・事故時温度上昇に対しては、要素試験で上のペデスタル浸食の有無。
調査における優先
得た鉄筋強度低下のデータを考慮しても確認事項
一定の耐震性が確認された。

7

事業者

耐震評価手法• 補強技術（効果）の有効性を説明する ・現状のペデスタルが、 600gal に対する耐観点では、600gal 以上の耐震性が求め 震性が確認された。
られる。

• 耐震評価手法全般• 地震応答解析モデルの妥当性の検証©International
Research Institute for Nuclear Decommissioning
・実機エンジニアリングでの活用を想定。

No.159

参考資料①平成28年度実施 S/C脚部耐震性評価内容②平成28年度実施 地震応答解析手法の開発実施内容③平成28年度実施 ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発―構造解析・評価（概略評価）④略語説明©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.160
参考資料①①平成28年度実施 S/C脚部耐震性評価内容©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.161①S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発
参考資料①
1F-1 汚染水拡大防止の観点から、S/C脚部の耐震性を確認する必要があり、下記ケースのストレーナ＋クエンチャ止水状態での評価を実施する。
解析実施ケース（DW水位T.P.7564）（トーラス室天井面レベル）

H28-1①

H28-1②

・将来想定：15年後・建屋損傷モデル・D/W水位 ：T.P.7564
・S/C内：コンクリートT.P.1524（ダウンカマかぶり厚さ1500mmの場合）
・トーラス室：T.P.-2366
・ベント管内：満水
・真空破壊管内：補修考慮
・オペフロ階付加設備：
その他付加荷重（セル、 燃料取り出し装置等）：約6100ton
・小部屋埋設：なし
・減衰定数：
ｺﾝｸﾘｰﾄ 5%、鋼材1%（建設時設計用）
・地震波：現行Ss

・将来想定：15年後・建屋損傷モデル・D/W水位 ：T.P.7564
・S/C内：コンクリートT.P.704（ダウンカマかぶり厚さ680mmの場合）
・トーラス室：T.P.-2366
・ベント管内：満水
・真空破壊管内：補修考慮
・オペフロ階付加設備：
その他付加荷重（セル、 燃料取り出し装置等）：約6100ton
・小部屋埋設：なし
・減衰定数：
ｺﾝｸﾘｰﾄ 5%、鋼材1%（建設時設計用）
・地震波：現行Ss

H26-1の床応答加速度の時刻歴波
形を用いて評価する。

同左

・ストレーナ＋クエンチャ＋ダウンカ
マ止水・真空破壊ライン止水・S/C脚部補強無し
備考©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発① S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発
1F-1

No.162

参考資料①

S/C（サプレッションチェンバー）内コンクリート埋設量想定ケース■T.P.1524埋設
ダウンカマを1.5ｍ埋設したケースを想定（要素試験で止水確認済み）■T.P.704埋設
埋設量軽減したケースを想定（ダウンカマ0.68ｍ埋設）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発
1F-1

No.163

参考資料①

平成28度解析実施・評価対象のモデル化（時刻歴地震応答解析）
準用規格①JEAC 4601-2008 耐震設計技術規程②JSME SNC1-2005 設計・建設規格③JSME SNA1-2012 維持規格

・地震荷重の算出（時刻歴弾性地震応答解析）

・準用規格①に基づく応力評価（供用状態Ds、またはSu）

一次応力≦Suの場合は終了

一次応力＞Suの場合

安全シナリオで検討した最大想定を
より現実的に見直す

供用状態Ds：
基準地震動における許容応力
Su： 設計引張強さ

・評価対象のモデル化（弾塑性解析（2倍勾配法））

・許容崩壊荷重の算出
・準用規格②に基づく弾塑性解析

地震荷重≦許容荷重の場合は終了

地震荷重＞許容荷重の場合・崩壊荷重の算出
・準用規格③に基づく弾塑性解析

応力-ひずみ線図は降伏応力をmin(2.3Sm,0.7Su)とした弾完全塑性体
とする。

③Pc

地震荷重≦崩壊荷重の場合は終了

地震荷重＞崩壊荷重の場合

応力-ひずみ線図は実機のミルシート
でσy σuを調査し、ASME SecⅧの
ひずみ硬化を考慮して定義する。

応力

ひずみ

②0.9Pc①・時刻歴弾塑性地震応答解析・試験による検討（残留塑性変位量等の検討）（材料試験の実施）

応力

ひずみ©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発① S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発
解析モデル
1F-1

No.164

参考資料①

T.P.-2666（１）ベント系＋Ｓ／Ｃ系の解析モデル

・ベント管に作用する地震荷重及びコラムサポートに作用する地震荷重を算出するため、ベント管とS/C系はビーム要素でモデル化する。
・S/C内コンクリート埋設によりダウンカマ取付部の地震時応力が厳しくなることが予想されるため、ダウンカマとベントヘッダはシェル要素でモデル化する。
・時刻歴地震応答解析は，固定部より時刻歴加速度を入力して解析モデルを強制加振させる。
・弾塑性解析(2倍勾配法)は，各要素に加速度を静的に負荷する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発① S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発
解析モデル
1F-1

No.165

参考資料①

ベント管取付部のシェルモデル

・ベント管取付部の応力評価は，時刻歴地震応答解析で得られたベント管取付部の荷重を上図に示すシェルモデルに負荷して評価する。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.166① S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発
参考資料①
1F-1 PCV構造健全性評価結果（1F-1 準用規格①に基づく応力評価）
S/C脚部補強の実施を想定していたが、汚染水の建屋外への漏えい抑制の観点から、
S/C脚部補強なしの評価ケースとして３ケースを選定し、そのうち2ケースの評価を実施した。評価では「JEAC4601-2008 原子力発電所耐震設計技術規程」を準用し、時刻
歴弾性地震応答解析による応力評価を実施した。

応力評価点は， P1 ベント管取付部（ベント管とD/W胴の接合部A，ベント管とベント
ヘッダの接続部B）， P2 コラムサポート，P3ダウンカマ取付部とした。
コラムサポートP1 A

P1 A
ベント管とD/W胴の接合部

ベント管

ベントヘッダー
ブレーシング

トーラス胴P3

ヘッダーサポート

ダウンカマ取付部

コラムサポート（外側）P2©International Research Institute for Nuclear Decommissioning
P1 B ベント管とベントヘッダの接続部

３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発① S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発

No.167参考資料①（弾性解析）

T.P.1524

T.P.704注）・ベント管取付部の一次応力の許容値は，設計・建設規格より，供用状態Dsにおける温度50℃の値とし、（）内の値はSuとする。
・コラムサポートの応力強さは，組合せ応力（圧縮＋曲げ）σc/fc＋cσb/fbとした。（）内は許容値（fc及びfb）に常温でF値をSu値として評価（圧縮に対してはF値を1.2Syとした）した値。
・ダウンカマ取付部の一次応力の許容値は温度50℃におけるSu値とする。

「15年後相当、S/C内コンクリート（T.P.1524）」および「15年後相当、S/C内コンクリート（T.P.704）」において、ベント管取付部（ベント
管とベントヘッダーとの接続部）及びコラムサポートはSu値を超えている。ここで，Suを超えたコラムサポートの変形挙動を把握するため，次頁に述べる弾塑性解析（2倍勾配法）を実施した。また、上取り出し（D/W水位T.P.7.564ｍ）を考慮した大型機器系連成モデルの地©International Research Institute for Nuclear Decommissioning
震荷重による応力評価では許容値を超えることが分かった。
167

３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発① S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発

No.168参考資料①

PCV構造健全性評価結果（1F-1 準用規格②に基づく弾塑性解析）
前項において許容値を満足しなかった２ケースについて、「JSME SNC1-2005 発電用原子力設備規格 設計・建設規格」を準用し、弾塑性解析（2倍勾配法）による評価を実施した。
コラムサポートは，クラスＭＣ支持構造物であるが，JSME設計・建設規格の炉心支持構造物の規定である
CSS-3160を準用して，極限解析（弾塑性解析）による評価を実施した。

（弾塑性解析）応力―ひずみ曲線は弾完全塑性体とし，降伏応力をmin（2.3Sm，0.7Su）とした。
崩壊荷重Pc及び許容荷重Pcrは，
JSME設計・建設規格のCSS-3160を準用して定めた。
崩壊荷重Pcは，荷重―変位量の曲線（弾塑性解析結果）において，弾性範囲の荷重軸に対する2倍の勾配の直線を求め，この直線と荷重―変位曲線の交点を定めた。この交点を崩
壊荷重Pcと定義した。
許容荷重Pcrは，崩壊荷重Pcに0.9を乗じた値とした。

T.P.1524

T.P.704

注記：＊１）水平震度は，ベント系モデルとS/C系モデルを連成させた解析モデルの弾性時刻歴解析から得られた
トーラス胴中心の最大応答加速度を示す。
＊２）許容荷重Pcrは，崩壊荷重Pｃに0.9を乗じた値を示す。
＊３）（）内はASME SecⅧのひずみ硬化を考慮した準用規格③に基づく結果を示す。

弾塑性解析（2倍勾配法）の結果、「15年後相当、S/C内コンクリート（T.P.1524）」のケースは許容荷重を満足せず、©International Research Institute for Nuclear Decommissioning「 15年後相当、S/C内コンクリート（T.P.704）」では、コラムサポートは許容荷重以内であることがわかった。
168

３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発

No.169参考資料①

ダウンカマ取付部破損想定の影響評価
・S/C脚部を補強しない場合、Ss地震時に、万一、ベント管とベントヘッダ接続部やダウンカマ取付部が破損することを想定すると、D/W底部冠水がS/C内に漏水する可能性がある。
・ここで、S/C内バッファ容量が十分大きいため、Ss地震後に機動的対応が可能と思われる。
※：T.P.7622

冠水状態

冠水量（m3）

S/Cバッファ容量（m3）

D/W底部冠水※

５４０

３０００

S/Cバッファ容量
トーラス室天井面

サブドレン稼働時地下水位想定：T.P.-1736

S/C止水材充填©International Research Institute for Nuclear Decommissioning169

３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発
1F-2/3

No.170

参考資料①

1F-2 ケース3-1(D/W水位 T.P.8164)について、ベント管止水状態でのベント管付根部耐震性評価を実施する。

解析実施ケース
1F-2 ケース3-1 DW水位T.P.8164（トーラス室天井レベル）・将来想定： 40年後・建屋損傷モデル・D/W水位 ：T.P.8164
・S/C内：コンクリートT.P.-1636
・トーラス室：T.P.-3176
・ベント管内：止水材考慮・オペフロ付加設備：
その他付加荷重（セル、 燃料取り出し装置等）：
約4710ton
・小部屋埋設：なし
・減衰定数：
ｺﾝｸﾘｰﾄ 5%、鋼材1%（建設時設計用）
・地震波：現行Ss

・ベント管+クエンチャ+ストレーナ止水・S/C脚部補強無し©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発
1F-2/3 ベント管止水状態でのベント管の耐震性影響評価フロー

No.171

参考資料①

昨年度実施範囲

大型機器連成解析

応答加速度、床応答スペクト
ル、地震荷重の算出

ベント系のモデル化
止水材重量のモデル化
大型機器連成解析モデル

固有値解析及び応答スペク
トラム解析による地震反力
の算定

応力評価
今年度実施範囲

ベント系モデル©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発
ベント管止水状態でのベント管の耐震性影響モデル

301

No.172

参考資料①

想定シナリオ
ベント管止水解析モデル
ベント管先端にベント管止水時重量(閉止補助材、止水材)を付加
腐食:事故後40年を考慮
荷重条件
ベント管 D/W取付部に床応答スペクトルを入力
床応答スペクトルはH26-1の結果を流用
応力評価ではS/C内水位 T.P.8164の水頭圧を考慮

ベント管 D/W取付部の拘束条件

201

ベント管

101

1

ベントヘッダダウンカマ

ベントヘッダサポート©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発①S/C脚部の耐震性・影響評価手法の開発
ベント管止水状態でのベント管の耐震性評価結果

No.173

参考資料①

表 ベント管応力評価結果のまとめ

図 応力評価点

応力評価点F(ベント管のドライウェル取付部)の一次+二次応力において設計・建設規格の許容応力を上回るが、Su値以下の値となっている。
それ以外の部位では、発生応力は設計・建設
規格の許容応力を下回る。
©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.174
参考資料②②平成28年度実施 地震応答解析手法の開発実施内容©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.175参考資料②④地震応答解析手法の開発及び検証
・RPVペデスタル非線形解析手法の適用に対する地震荷重低減化に向けた検討
1F-1
原子炉建屋
O.P.(m)4

38.900原子炉格納容器

513

34.1301431.88031.00030.11015
627.950725.9008918.700

所員用
エアロック
10.200 53
ベント管
54

10

6.180

11

-1.23012-4.000

原子炉圧力容器ＰＣＶ
スタビライザ

16
17

24.07018

21.480192019.73018.470212216.85015.23033.14037
原子炉遮へい壁
31

ＲＰＶ
スタビライザ32

26.13033

21.03034
3518.13016.14036

14.96038

31.81039

30.237404228.73841
26.16543

22.58344

19.892

45
46
47
48

18.35017.56016.13414.96049

13.10023

13.49024
25

11.62011.180

26
27
28
29

9.760
8.160
7.350
6.480

50
51

9.760
8.400

30

6.180

52

6.180

◆ 目的：RPVペデスタルの高温耐力評価試験結果から得られた
荷重－歪特性を考慮した地震応答解析を実施し、耐震裕度の小さな設備に対する地震荷重低減に向けた検討を行う。
地震応答解析モデルの設定
条件設定

原子炉本体基礎

RPVペデスタル部分

RPVペデスタル線形解析

RPVペデスタル非線形解析

・剛性低下率0.63（平成24年度試験結果）

・試験結果に基づく
スケルトンカーブ（平成26年度試験結果）

地震応答荷重の低減及び応答性状の把握
RPV-PCV/RPV系連成モデル（1F-1）
荷重
弾塑性特性を導入することにより耐震部材に作用する荷重を現実的に評価変位

RPVペデスタル荷重－歪特性（イメージ）【解析条件】：先年度実施（気中取り出し）モデルをベース◆RPVペデスタルⅰ）ベースケース：高温履歴を考慮した剛性低下（0.63）を考慮した線形解析（弾性解析）ⅱ）高温試験剛性評価ケース：RPVペデスタルの高温耐力評価試験結果から得られた荷重－歪特性を考慮した非線形解析（弾塑性解析）◆その他の条件①腐食条件：40年後②減衰定数：設計用減衰定数④オペフロ付加重量（想定値）：
・燃料デブリ取り出しコンテナー（遮蔽設備等を含む）：約7000ton
・燃料デブリ取り出し設備（取り出し装置、セル等）：約6100ton©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④地震応答解析手法の開発及び検証

No.176参考資料②

地震荷重の低減に向けた地震応答解析結果

1F-1◇RPVペデスタルの高温耐力評価試験結果を考慮したスケルトンカーブの初期勾配と等価剛性低下率の勾配は、ほぼ同程度であり、発生地震荷重も同等であることを確認。
◇現行Ssでは第一折れ点以内で応答がとどまり、1.5Ss条件では第一折れ点を超過することを確認。
解析条件

① ②

⑥

①H28-2-1②H28-2-2③H28-2-3（ベース）④H28-2-4⑤H28-2-5

オぺフロ付加設備
6100(t)
構造物名

地震荷重

腐食なし
RPVﾍﾟﾃﾞｽﾀﾙ
剛性低下（0.63）③

40年後

RPVﾍﾟﾃﾞｽﾀﾙ
非線形

RPVﾍﾟﾃﾞｽﾀﾙ
剛性低下（0.63）

RPVﾍﾟﾃﾞｽﾀﾙ
非線形

減衰定数
建設時検討用④⑤

現行Ss①原子炉格納容器
スタビライザ

ばね反力
[ｋＮ]

4280

3930

4280

3930

5020

②原子炉圧力容器
スタビライザ

ばね反力
[ｋＮ]

2070

1970

2080

1960

2610

せん断力
[ｋＮ]

2280

2320

2310

2330

3540

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

22300

22600

22400

22900

36800

せん断力
[ｋＮ]

7720

7690

7490

7470

10200

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

68100

67800

54300

54100

107000

せん断力
[ｋＮ]

7490

7510

7540

7550

10300

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

72100

74100

72700

74800

107000

ばね反力
[ｋＮ]

3080

2870

3560

3340

3600

図 1F-1地震応答解析モデル例③原子炉圧力容器
支持スカート

第一折れ点

1.5Ss

線形剛性
低下率

④原子炉格納容器基部⑤原子炉本体基礎(RPVペデスタル)⑥シヤラグ

図 1F-1RPVペデスタル基部のスケルトンカーブ（M-Φ）

現行Ss×1.5

注：RPVペデスタルの非線形特性は、RPVペデスタルの高温耐力評価試験結果から得られた
荷重－歪特性を考慮し、JEAC4601の評価式からスケルトンカーブを設定©International Research Institute for Nuclear Decommissioning３.(２)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発
1F-1④地震応答解析手法の開発及び検証

No.177参考資料②

燃料デブリ取り出し工法と上部構造物の荷重増加に伴う地震応答解析結果◇燃料デブリ取り出しに係る上部構造物の重量が大きくなると主要構造物の地震荷重は増加することを確認。
⇒機器側への地震荷重低減のためには、オペフロ階の上部構造重量の低減化が必要◇40年後、最大積載上部構造荷重を想定しても、燃料デブリ取り出し工法の地震応答解析結果に与える影響は小。
⇒燃料デブリ取り出し工法の差において、地震応答に与える影響は小さい
目的：燃料デブリ取り出し工法と上部構造の影
響◆先年度までの確認事項（オペフロ付加荷重6100ｔ）
・オペフロ付加荷重は地震応答に 影響大・燃料デブリ取り出し工法による地震応答の差は小◆今年度解析内容
・上部構造をコンテナ等の積載荷重を考慮した荷重増加条件での燃料デブリ取り出し工法の地震応答
への
影響
① ②

⑥

解析条件
①H28-3-1

構造物名

オぺフロ付加設備（6100(t)）

RPVﾍﾟﾃﾞｽﾀﾙ
剛性低下(0.63)
燃料デブリ上取り出し
デブリ上取出し燃料デブリ横取り出し
デブリ横取出し燃料デブリ上取り出し
デブリ上取出し

①原子炉格納容器
スタビライザ

ばね反力
[ｋＮ]

4480

4470

4280

②原子炉圧力容器
スタビライザ

ばね反力
[ｋＮ]

2570

2570

2080

せん断力
[ｋＮ]

2510

2540

2310

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

28800

29000

22400

せん断力
[ｋＮ]

7650

7620

7490

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

81200

83600

54300

せん断力
[ｋＮ]

8020

7880

7540

モーメント
[ｋＮ・ｍ]

81700

83300

72700

ばね反力
[ｋＮ]

3490

3570

3560

④原子炉格納容器基部③⑤原子炉本体基礎(RPVペデスタル)

⑤
⑥シヤラグ

図 1F-1地震応答解析モデル例

オぺフロ付加設備（6100(t)+7200(t)）③H28-2-3(ベース )

40年後③原子炉圧力容器
支持スカート④

地震荷重②H28-3-2

注：燃料デブリ取り出し工法は、気中取り出し・上部取り出し工法を主とし、横取り出し工法においても、
将来的に上部からの解体撤去を念頭において、設備撤去はしていない。

©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.178③平成28年度実施 ＲＰＶペデスタルの
耐震性影響評価手法の開発―構造解析・評価（概略評価）©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機No.179参考資料③

概略評価（平成28年度実施）
 目的
 詳細評価（3次元FEM弾塑性解析による評価）での実施ケースの選定に資するため、事前に燃料デブリの侵食パターンを変えた概略評価（曲げおよびせん断に対する検討）をパラメトリックに実施し、各ケースが評価結果に与える感度を評価する。

 実施項目 ①ファイバーモデルによる曲げに対する断面解析
 ②鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説（日本建築学会，2010）19条に基づく、せん断に対する検討©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機No.180
参考資料③

概略評価（平成28年度実施）
 実施ケース 全12ケースを実施する。
 パラメータは、温度条件・鉄筋の高温腐食量・燃料デブリ侵食である。
No.

解析概要

温度条件

鉄筋の高温腐食量

燃料デブリ侵食1

標準ケース

内側800℃
外側800℃

800℃280時間の腐食量を考慮

無し

2

高温のみ考慮

内側1200℃
外側600℃※

事象進展解析結果の温度履歴に基づき評価〃

3

高温＋侵食A

〃

〃

パターンA

3A-1

高温＋侵食A-1〃〃

パターンA-1

3A-2

高温＋侵食A-2〃〃

パターンA-2

3A-3

高温＋侵食A-3〃〃

パターンA-3

3A-4

高温＋侵食A-4〃〃

パターンA-44

高温＋侵食B

〃

〃

パターンB

4B-1

高温＋侵食B-1〃〃

パターンB-1

4B-2

高温＋侵食B-2〃〃

パターンB-2

4B-3

高温＋侵食B-3〃〃

パターンB-3

4B-4

高温＋侵食B-4〃〃

パターンB-4

荷重条件

H28地震荷重：気中（現状水位）
脚部モーメント：73,000kN・m
脚部せん断力：7,500kN※ 概略評価では、断面内で変化する材料物性を定義できないので、一律800℃の温度による劣化を考慮する。
また、内側から400mmの断面（線形温度分布で1000℃以上の領域）のコンクリート及び鉄筋はないものとする。
©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機
概略評価（平成28年度実施）
 燃料デブリ侵食パターンA

No.181
参考資料③©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機
概略評価（平成28年度実施）
 燃料デブリ侵食パターンB

No.182
参考資料③©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機
概略評価（平成28年度実施）
 曲げおよび軸力に対する概略検討

No.183
参考資料③

 ファイバーモデルを用いて、曲げおよび軸力に対する断面解析を実施する。
 平面保持仮定に基づく解析であり、評価の目安値は以下とする。
 荷重の方向は最弱断面に対して検討する。軸力は上向きのみ検討する。
圧縮
目安値：2/3Fc’=121kgf/cm2

目安値：σy’=3,334kgf/cm2

応力ひずみ特性（上：コンクリート、下：鉄筋）

載荷方向

解析結果の一例（コンクリートの応力度）

引張©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機
概略評価（平成28年度実施）【凡例】
 曲げおよび軸力に対する概略検討結果

No.184
参考資料③

黄色：評価基準値を上回る
 ケース1とケース2は目安値以内となった。
 ケース3とケース4は保有可能な曲げモーメントが地震力を下回ったため、目安値を上回った。
追加ケース(3A-1～4、4B-1～4)については、3A-1と4B-1以外は目安値以内となった。
圧縮側コンクリートの応力
応力度比*1
発生値σb（kgf/cm2）
σb/fc
0.27
32.9

引張側鉄筋の応力応力度比*1
発生値σt（kgf/cm2）
σt/ft
0.23
686

No.

解析概要

燃料デブリ侵
食

1

標準ケース

無し

2

高温のみ考慮

〃

41.4

0.34

867

0.26

3

高温＋侵食A

パターンA

121以上

1.00以上3334以上1.00以上3A-1

高温＋侵食A-1

パターンA-1

86.9

0.72

3334以上1.00以上3A-2

高温＋侵食A-2

パターンA-2

63.5

0.52

2145

0.64

3A-3

高温＋侵食A-3

パターンA-3

49.8

0.41

1339

0.40

3A-4

高温＋侵食A-4

パターンA-4

73.2

0.60

2737

0.82

4

高温＋侵食B

パターンB

121以上

1.00以上3334以上1.00以上4B-1

高温＋侵食B-1

パターンB-1

111.9

0.92

3334以上1.00以上4B-2

高温＋侵食B-2

パターンB-2

89.3

0.74

2438

0.73

4B-3

高温＋侵食B-3

パターンB-3

73.1

0.60

1780

0.53

4B-4

高温＋侵食B-4

パターンB-4

53.7

0.44

1198

0.36

*1 応力度比＝発生応力度／目安値©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機
概略評価（平成28年度実施）

No.185
参考資料③

 せん断に対する概略検討
 評価の目安とするせん断力Qaは、鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説(2010) 19 条に従い、以下のいずれか大きい方とする。
Qa1＝1/α・A・fs
Qa2＝1/α・A・Ps・ft

ここで、

Qa1,Qa2
A
α
Ps
fs
ft

：許容せん断力（KN）：燃料デブリによる侵食を考慮したコンクリート断面積（m2）：形状係数（2.0）：腐食を考慮した配筋比（％）：コンクリートの短期許容せん断応力度（N/mm2）：鉄筋の短期許容せん断応力度（N/mm2）

 荷重の方向は最弱断面に対して検討する。 （ウェブ壁断面積が少なくなる方向）
 ウェブ壁のみ有効の場合(α=2.0)と、全断面有効の場合(α=1.0)を実施©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.186④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機
概略評価（平成28年度実施）
 有効せん断断面積の考え方

参考資料③

 RC規準によれば、円筒壁の有効せん断断面積はウェブ壁のみ有効
 ウェブ壁のみ有効の場合(α=2.0)と、全断面有効の場合(α=1.0)を実施

有効せん断断面積の範囲を示す

30°

30°

67°
載荷方向

67°
載荷方向

(ウェブ壁のみ有効：α=2.0)(全断面有効：α=1.0)

侵食パターン3A-4における有効せん断断面積の例©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.187④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機
概略評価（平成28年度実施）
 せん断に対する概略検討結果（ウェブ壁のみ有効:α=2.0）
 ウェブ壁のみ有効とすると、ケース1のみ目安値以内となった。
 侵食のないケース2についても目安値を上回った。

参考資料③

【凡例】
黄色：目安値を上回る無し

ｺﾝｸﾘｰﾄ＆ﾀﾃ筋のせん断応力比※0.20

ｺﾝｸﾘｰﾄ＆ﾖｺ筋のせん断応力比※0.76

高温のみ考慮

〃

0.43

1.06

3

高温＋侵食A

パターンA

0.85

2.12

3A-1

高温＋侵食A-1

パターンA-1

0.85

2.12

3A-2

高温＋侵食A-2

パターンA-2

0.75

1.87

3A-3

高温＋侵食A-3

パターンA-3

0.55

1.36

3A-4

高温＋侵食A-4

パターンA-4

0.85

2.12

4

高温＋侵食B

パターンB

5.08

12.68

4B-1

高温＋侵食B-1

パターンB-1

1.70

4.24

4B-2

高温＋侵食B-2

パターンB-2

1.42

3.53

4B-3

高温＋侵食B-3

パターンB-3

0.91

2.27

4B-4

高温＋侵食B-4

パターンB-4

0.58

1.45

No.

解析概要

燃料デブリ侵食

1

標準ケース

2

※ せん断応力比＝脚部発生せん断力Q／目安値max(Qa1,Qa2)©International Research Institute for Nuclear Decommissioning

(2)安全シナリオ構築のための耐震性・影響評価手法の開発

No.188④ＲＰＶペデスタルの耐震性影響評価手法の開発ー構造解析・評価(i)1号機
概略評価（平成28年度実施）
 せん断に対する概略検討結果（全断面有効：α=1.0）

参考資料③

 ケース1以外について侵食部を除く全断面有効とした場合を参考として実施
 ケース4以外は目安値以内となった。
【凡例】
黄色：目安値を上回る無し

ｺﾝｸﾘｰﾄ＆ﾀﾃ筋のせん断応力比※0.20

ｺﾝｸﾘｰﾄ＆ﾖｺ筋のせん断応力比※0.76

高温のみ考慮

〃

0.22

0.53

3

高温＋侵食A

パターンA

0.38

0.94

3A-1

高温＋侵食A-1

パターンA-1

0.32

0.79

3A-2

高温＋侵食A-2

パターンA-2

0.28

0.68

3A-3

高温＋侵食A-3

パターンA-3

0.24

0.60

3A-4

高温＋侵食A-4

パターンA-4

0.29

0.73

4

高温＋侵食B

パターンB

0.60

1.48

4B-1

高温＋侵食B-1

パターンB-1

0.39

0.96

4B-2

高温＋侵食B-2

パターンB-2

0.33

0.82

4B-3

高温＋侵食B-3

パターンB-3

0.29

0.73

4B-4

0.25
0.62
高温＋侵食B-4
パターンB-4※ せん断応力比＝脚部発生せん断力Q／目安値max(Qa1,Qa2)

No.

解析概要

燃料デブリ侵食

1

標準ケース

2

©International Research Institute for Nuclear DecommissioningNo.189

参考資料④ 略語説明
略語

英語

日本語

Fukushima Daiichi Nuclear Power
Station Unit No.1,2,3

福島第１原子力発電所
第１，２，３号機

S/C

Suppression Chamber

サプレッションチャンバ

PCV

Primary Containment Vessel

原子炉格納容器

RPV

Reactor Pressure Vessel

原子炉圧力容器

R/B

Reactor Building

原子炉建屋

D/W

Drywell

ドライウェル

MAAP

Modular Accident Analysis Program

モジュール事故解析プログラム

T.P.

Tokyo Peil

東京湾平均海面（Peil（オランダ語）は水準線、基準面のこと）

1F-1,2,3©International Research Institute for Nuclear Decommissioning