東海第二発電所 審査資料
資料番号
PS-C-1 改 90
提出年月日
平成 30 年 6 月 22 日

東海第二発電所

重大事故等対策の有効性評価

平成 30 年 6 月
日本原子力発電株式会社
本資料のうち，は営業秘密又は防護上の観点から公開できません。

下線部：今回提出資料
添付資料3.2.10

代替循環冷却系による原子炉注水を考慮しない場合の影響評価について

添付資料3.2.11

7日間における水源の対応について（高圧溶融物放出／格
納容器雰囲気直接加熱）

添付資料3.2.12

7日間における燃料の対応について（高圧溶融物放出／格
納容器雰囲気直接加熱）

添付資料3.2.13

常設代替交流電源設備の負荷（高圧溶融物放出／格納容器
雰囲気直接加熱）添付資料3.2.14

原子炉圧力容器破損時の溶融炉心の冠水評価について

添付資料3.2.15

コリウムシールド材料の選定について

添付資料3.2.16

コリウムシールド厚さ，高さの設定について

添付資料3.2.17

原子炉圧力容器の破損位置について

添付資料3.2.18

格納容器内に注入する窒素温度条件について添付資料3.3.1

原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用（炉外ＦＣＩ）に関する知見の整理について

添付資料3.3.2

水蒸気爆発の発生を想定した場合の格納容器の健全性への影響評価

添付資料3.3.3

ＪＡＳＭＩＮＥ解析について

添付資料3.3.4

水蒸気爆発評価の解析モデルについて

添付資料3.3.5

水蒸気爆発発生時のコリウムシールドへの影響

添付資料3.3.6

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価について（原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用）

添付資料3.3.7

エントレインメント係数の圧力スパイクに対する影響

添付資料3.3.8

プラント損傷状態をＬＯＣＡとした場合の圧力スパイクへ
目-15添付資料 3.3.2
水蒸気爆発の発生を想定した場合の格納容器の健全性への影響評価

1.

評価目的
溶融炉心（以下「デブリ」という。）が原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）の破損口から落下した際に水蒸気爆発（以下「ＳＥ」という。）が発生する可能性は，これまでの知見からも極めて低いと考えられる。しかしながら，ＳＥが発生した場合を考慮し，格納容器の健全性に対する影響を確認しておくことは格納容器下部への水張り等の格納容器破損防止対策の適切性を確認する上でも有益な参考情報になると考える。このため，ここではデブリ落下時のＳＥ発生を想定し，その際の格納容器の健全性を評価する。

2.

評価方針
東海第二発電所のペデスタルは鉄筋コンクリート造の上下層円筒部の中間に床スラブを有する構造であり，デブリ落下時にＳＥが発生した場合，ペデ
スタルの側壁（上下層円筒部）及び床スラブに過大な圧力が作用する。
ペデスタルの側壁はＲＰＶ支持機能を分担している。ＳＥ発生の影響により，ペデスタルの側壁が損傷し，ＲＰＶ支持機能が喪失した場合には，ＲＰＶが転倒し格納容器本体へ接触する等により，格納容器の健全性が損なわれるおそれがある。
また，ペデスタルの床スラブは，ＲＰＶ破損時に落下するデブリをペデスタル（ドライウェル部）で保持する機能を分担している。ＳＥ発生の影響により，ペデスタルの床スラブが損傷し，デブリ保持機能が喪失した場合には，
サプレッション・チェンバへデブリが落下し，サプレッション・チェンバを水源とする系統（残留熱除去系，代替循環冷却系）に影響を及ぼし，格納容器の冷却ができなくなることで格納容器の健全性が損なわれるおそれがある。
添付 3.3.2−1

以上を踏まえ，ＳＥ発生時の格納容器の健全性を評価するため，ＳＥが発生した場合のペデスタルの構造健全性を評価し，ペデスタルのＲＰＶ支持機
能及びデブリ保持機能が損なわれないことを確認する。

3.
(1)

評価方法
評価条件
ＳＥの影響を評価するに当たっては，ＳＥによって発生するエネルギ，
発生エネルギによる圧力伝播挙動及び構造応答が重要な現象となる。よって，これらの現象を適切に評価することが可能であるＳＥ解析コードＪＡ
ＳＭＩＮＥ及び汎用有限要素解析コードＬＳ−ＤＹＮＡを用いてペデスタルの構造健全性を評価する。
本評価に適用するＪＡＳＭＩＮＥコードの解析条件及び解析結果の詳細を添付資料 3.3.3 に示す。また，ＬＳ−ＤＹＮＡコードの評価モデル及び入力の詳細を添付資料 3.3.4 に示す。なお，これらの解析コードにおいて，ペデスタル（ドライウェル部）の水位は 1m とし，コリウムシールドは模擬しない条件とする。

(2)

判断基準
炉心損傷防止に失敗し，重大事故時を想定する防護レベルにおいて，格納容器の健全性維持に必要な安全機能であるＲＰＶ支持機能及びデブリ保
持機能が損なわれないことを確認する観点から，本評価では構造物が終局限界状態に至らないことを確認するための判断基準を設定する。
第 1 表にペデスタル構造健全性評価の判断基準を示す。

添付 3.3.2−2

ａ．側壁（ＲＰＶ支持機能）
ペデスタルの側壁は上下層円筒構造であることから，同様な円筒形状の構築物の設計規格が示されている，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（（社）日本機械学会，2003）（以下「ＣＣＶ規格」という。）を準用して判断基準を設定する。
コンクリートの圧縮ひずみについては，ＣＣＶ規格 CVE-3511.2 荷重状
態Ⅳのシェル部コンクリートの許容ひずみである 3,000μを基準として，ＲＰＶ支持機能に影響を及ぼす範囲の圧壊が生じないこととする。鉄筋の引張ひずみについては，ＣＣＶ規格 CVE-3511.2 荷重状態Ⅳの鉄筋の許容ひずみである 5,000μを超えないこととする。ＳＥ時に発生する面外方向のせん断については，ＣＣＶ規格 CVE-3514.2 荷重状態Ⅳにおける終局面外せん断応力度を設定し，上部側壁で 3.09N／mm２ ，下部側壁で 2.65N／mm ２ を超えないこととする。別添 1 に終局面外せん断応力度の算定過程を示す。
また，ＳＥは爆発事象であり衝撃荷重が問題となることから，建築物の耐衝撃設計の考え方（（社）日本建築学会，2015））（以下「ＡＩＪ耐衝撃設計の考え方」という。）において進行性崩壊回避の考え方が示されていることを参考に，構造物の崩壊に対する健全性を確認する観点
より，ＳＥによる側壁の変位が増大しないことを確認することとする。
ｂ．床スラブ（デブリ保持機能）
コンクリートの圧縮ひずみについては，側壁と同様にＣＣＶ規格を準用することとし，荷重状態Ⅳのコンクリートの許容ひずみである 3,000μを基準として，デブリ保持機能に影響を及ぼす範囲の圧壊が生じないこととする。鉄筋についても側壁と同様に荷重状態Ⅳの鉄筋の許容ひずみである 5,000μを超えないこととする。
添付 3.3.2−3

ペデスタルは上下層円筒部の中間に円盤形の床スラブを有する構造であるが，この構造に対する面外せん断の判断基準設定に当たり，ＣＣＶ
規格には適した規定がないことから，コンクリート標準示方書［構造性能照査編］（（社）土木学会，2002））（以下「コンクリート標準示方
書［構造性能照査編］」という。）に基づく終局面外せん断応力度を設定し，4.33N／mm ２ を超えないこととした。別添 2 に終局面外せん断応力度の算定過程を示す。
また，側壁と同様に，ＡＩＪ耐衝撃設計の考え方を参考に，構造物の崩壊に対する健全性を確認する観点より，ＳＥによる床スラブの変位（たわみ量）が増大しないことを確認することとする。

4.
(1)

評価結果
側壁（ＲＰＶ支持機能）
ａ．側壁の変位
第 1 図に側壁の半径方向変位時刻歴を示す。最大変位はＸ方向で約0.16mm にとどまり，変位は増大していないことから，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊はない。
ｂ．コンクリートの圧縮ひずみ
第 3 図に最小主ひずみ（圧縮ひずみ）分布を示す。側壁にはＣＣＶ規格に基づく許容ひずみ 3,000μを超える部位は生じないことから，機能に影響を及ぼす圧壊は生じない。
ｃ．鉄筋の引張ひずみ
第 4 図に鉄筋の軸ひずみ（引張ひずみ）分布を示す。側壁の鉄筋に発生する軸ひずみは約 184μであり，ＣＣＶ規格に基づく許容ひずみ 5,000
μを超えない。
添付 3.3.2−4

ｄ．側壁の面外せん断
第 2 表に側壁の面外せん断評価結果を示す。発生するせん断応力度は
上部約 0.93N／mm２ 及び下部約 0.77N／mm２ であり，それぞれのＣＣＶ規格に基づく終局面外せん断応力度である，3.09N／mm ２ 及び 2.65N／mm ２を超えない。

(2)

床スラブ（デブリ保持機能）
ａ．床スラブの変位（たわみ量）
第 2 図に床スラブの鉛直方向変位の時刻歴を示す。最大変位は約 2.0mm
とどまり，変位は増大していないことから，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊はない。
ｂ．コンクリートの圧縮ひずみ
第 3 図に示したとおり，ＣＣＶ規格に基づく許容ひずみ 3,000μを超える部位は，床スラブ上面の僅かな範囲にとどまることから，機能に影響を及ぼす圧壊は生じない。
ｃ．鉄筋の引張ひずみ
第 4 図に示したとおり，床スラブの鉄筋に発生する軸ひずみは約 364μであり，ＣＣＶ規格に基づく許容ひずみ 5,000μを超えない。
ｄ．床スラブの面外せん断
第 3 表に床スラブの面外せん断に対する評価結果を示す。発生するせん断応力度は約 3.70N／mm２ であり，終局面外せん断応力度 4.33N／mm２を超えない。

第 4 表にペデスタル構造健全性評価の評価結果のまとめを示す。
添付 3.3.2−5

5.

まとめ
ＳＥ解析コードＪＡＳＭＩＮＥ，汎用有限要素解析コードＬＳ−ＤＹＮＡ
により，ＳＥの発生を想定した場合の格納容器健全性への影響を評価した。
その結果，ＳＥ時のペデスタル（ドライウェル部）床面及び壁面に発生する応力やひずみは判断基準を満足し，ＳＥ後においても変位の増大はないことから，ペデスタルに要求されるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを確認した。したがって，ＳＥの発生を想定した場合であっても，格納容器の健全性は維持される。

添付 3.3.2−6

第1表
機能

評価部位

項目

側壁

ＲＰＶ支持機能コンクリート変位

ペデスタル構造健全性評価の判断基準
判断基準

変位が増大せず，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊がない

準用規格等
ＡＩＪ耐衝撃設計の考え方

圧縮ひずみ機能に影響を及ぼす範囲の圧壊（3,000μ）が生じない

ＣＣＶ規格 CVE-3511.2

面外せん断

終局面外せん断応力度（上部側壁：3.09 N／mm ２ ，下部側壁
2.65N／mm２ ）を超えない

ＣＣＶ規格 CVE-3514.2

鉄筋
コンクリート

床スラブ

デブリ保持機能

添付 3.3.2−7

引張ひずみ

変位

許容ひずみ（5,000μ）を超えない変位が増大せず，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊がない

ＣＣＶ規格 CVE-3511.2

ＡＩＪ耐衝撃設計の考え方

鉄筋

圧縮ひずみ

機能に影響を及ぼす範囲の圧壊（3,000μ）が生じない

ＣＣＶ規格 CVE-3511.2

面外せん断

終局面外せん断応力度（4.33N／mm２ ）を超えない

コンクリート標準示方書［構造性能照査編］

引張ひずみ

許容ひずみ（5,000μ）を超えない

ＣＣＶ規格 CVE-3511.2

第2表

※

評価部位

発生応力度

判断基準

評価 ※

側壁上部

約 0.93 N／mm ２

3.09 N／mm ２

〇

側壁下部

約 0.77 N／mm ２2.65 N／mm ２〇「〇」解析結果の発生応力度が判断基準を満足する

第3表※

側壁の面外せん断に対する評価結果

床スラブの面外せん断に対する評価結果

評価部位

発生応力度

判断基準

評価 ※

床スラブ

約 3.70 N／mm２

4.33 N／mm２〇「〇」解析結果の発生応力度が判断基準を満足する

添付 3.3.2−8

第4表
機能

評価部位
コンクリート側壁

ＲＰＶ支持機能鉄筋
コンクリート

床スラブ

デブリ保持機能

添付 3.3.2−9

鉄筋

※

項目

ペデスタル構造健全性評価の評価結果のまとめ
判断基準

解析結果

評価 ※

変位

変位が増大せず，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊がない

変位は増大しない○

圧縮ひずみ

機能に影響を及ぼす範囲の圧壊（3,000μ）が生じない

圧壊は側壁に生じない

○

面外せん断

終局面外 せん断応力度 （上部側壁：3.09N／mm ２ ， 下部側 壁
2.65N／mm２ ）を超えない

上部側壁：約 0.93N／mm ２
下部側壁：約 0.77N／mm ２

○

引張ひずみ

許容ひずみ（5,000μ）を超えない

約 184μ○変位

変位が増大せず，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊がない

変位は増大しない○

圧縮ひずみ

機能に影響を及ぼす範囲の圧壊（3,000μ）が生じない

圧壊は床スラブ上面の僅かな範囲にとどまる

○

面外せん断

終局面外せん断応力度（4.33N／mm２ ）を超えない

約 3.70N／mm２

○

引張ひずみ

許容ひずみ（5,000μ）を超えない

約 364μ○「○」解析結果が判断基準を満足する

Ｘ方向（＋）
上部側壁

Ｙ方向（＋）

下部側壁

ペデスタル平面
対象部位
ペデスタル断面

0.5
0.4
0.3

最大値 約 0.16mm

変位［mm］

0.2
0.1
0
-0.1
-0.2
-0.3
-0.4
-0.5
0

0.03

0.06

0.09

0.12

時間［s］
X方向変位

第1図

Y方向変位

ペデスタル側壁の半径方向変位時刻歴

添付 3.3.2−10

0.15

上部側壁
下部側壁

ペデスタル平面
対象部位
ペデスタル断面432

変位［mm］

10-1-2

最大値 約 2.0mm
-3
-4
0

0.03

0.06

0.09

0.12

時間［s］
Ｚ方向変位

第2図

ペデスタル床スラブの鉛直方向変位時刻歴

添付 3.3.2−11

0.15

第3図

コンクリートの最小主ひずみ（圧縮ひずみ）分布

第4図

鉄筋の軸ひずみ分布

添付 3.3.2−12

別添 1
側壁の終局面外せん断応力度

1.

算定条件
ペデスタルの側壁は，円筒形シェル構造であることから，ＣＣＶ規格
CVE-3514.2 荷重状態Ⅳにおけるシェル部の終局面外せん断応力度の算定式を適用し，側壁の終局面外せん断応力度を算定する。第 1 図に算定対象部位
を示す。

10

/ 13.2

ここで，：終局面外せん断応力度（N／mm ２ ）：円周方向主筋の鉄筋比（−）：鉄筋の許容引張応力度（N／㎜ ２ ）b：次の計算式により計算した値br：シェル部の胴の厚さの中心までの半径(mm)t：シェル部の胴の厚さ(mm)添付 3.3.2−13

各項目の数値を下表に示す。
項目

数値

上部側壁

：円周方向主筋の鉄筋比：鉄筋の許容引張応力度

345N／mm ２

r：シェル部の胴の厚さの中心までの半径t：シェル部の胴の厚さ

下部側壁：円周方向主筋の鉄筋比：鉄筋の許容引張応力度

345N／mm ２

r：シェル部の胴の厚さの中心までの半径t：シェル部の胴の厚さ

2.

算定結果
算定の結果，側壁の終局面外せん断応力度は上部側壁で 3.09N／㎜ ２ ，下部
側壁で 2.65N／㎜ ２ となる。

添付 3.3.2−14

側壁

床スラブ

上部側壁

下部側壁

第1図

算定対象部位

添付 3.3.2−15

別添 2
床スラブの終局面外せん断応力度

1.

算定条件
ＳＥ時の床スラブのせん断力に対する検討は，コンクリート標準示方書［構造性能照査編］に基づき，終局限界状態に至らないことを確認する。評価対象となる床スラブの形状は円盤形であり，ＳＥによる分布荷重を受ける。
せん断に対する検討に際して，分布荷重を受ける円盤スラブの部材応力分布について，機械工学便覧を参照し，対象とする部材のせん断力の最大値が生じている断面の曲げモーメント及びせん断力と躯体の形状寸法より，せん
断スパン比が 1.0 以下であることを確認した。一般的に，せん断スパン比が1.0 以下である梁部材はディープビームと呼ばれており，本検討では，コンクリート標準示方書［構造性能照査編］に示されるディープビームの設計せん断耐力式を適用し，床スラブの終局面外せん断応力度を設定する。
V

/

ここで，
0.19

（N／mm２ ）

1
100

ただし，
ただし，

1.5 となる場合は 1.5 とする
1.5 となる場合は 1.5 とする/d：コンクリートの設計圧縮強度（N／mm ２ ）：有効せい（m）：引張鉄筋比（−）：せん断スパン比（−）：腹部の幅（mm）：部材係数（−）

添付 3.3.2−16

各項目の数値を下表に示す。
項目

数値：コンクリートの設計圧縮強度32.86N／mm ２

コンクリートの設計基準強度

22.06N／mm ２

圧縮強度動的増倍率 ※1.49

d：有効せい：引張鉄筋比：せん断スパン比

0.43

：腹部の幅
：部材係数
※

2.

1.3

次項参照

圧縮強度動的増倍率の算定
一般に，コンクリートの強度，ヤング係数等の材料特性は，コンクリートに作用する荷重の載荷速度に依存する。その強度とヤング係数は，応力速度又はひずみ速度の対数に比例して増加することが明らかになっていることより，床スラブの終局面外せん断応力度算定においては，圧縮に対する材料強度にひずみ速度効果を考慮することとし，本評価ではコンクリート標準示方
書［構造性能照査編］において具体的計算方法が示されている，CEB-FIP Model
Code 1990 による圧縮強度動的増倍率を設定した。
ＬＳ−ＤＹＮＡコードによるＳＥ解析では，せん断検討範囲の床スラブのコンクリート要素が経験するひずみ速度が 30s−１ 以下であるため，その範囲
における CEB-FIP Model Code 1990 の圧縮強度動的増倍率の算定式を以下に示す。

添付 3.3.2−17

/

,

/

.

for

| |

30

ここで，

＝

,

1
5

/

9

：衝撃時の圧縮強度：圧縮強度 ＝ 225kg／cm２ ×0.0980665 ≒ 22.06 MPa：10MPa：ひずみ速度 ※ ＝ 0.5 s −１
：30×10−６ s −１※

ＬＳ−ＤＹＮＡコードを用いたＳＥ解析における床スラブ端部のひずみ速度に基づき設定

以上より，圧縮強度の動的増倍率は 1.49 となる。

3.

算定結果
ディープビームの設計せん断耐力Vは，約 6,078 kN となり，終局面外せん断応力度として 4.33 N／mm２ となる。

添付 3.3.2−18

別添 3
ＳＥ発生時の面外せん断応力度の算定方法

1.
(1)

面外せん断に対する検討範囲
床スラブの検討範囲
第 1 図にペデスタルの床スラブの形状寸法を示す。ペデスタルの床スラ
ブは直径 6,172mm，板厚の円盤形状であり，ＳＥ時には圧力波の伝播による分布荷重を受ける。面外せん断に対する検討に際して，分布荷重を受ける円盤スラブの部材応力分布について，機械工学便覧の円板の応力計算式に基づき，対象とする部材のせん断力（Ｑ）の最大値が生じている断面の曲げモーメント（Ｍ）及びせん断力（Ｑ）によりせん断スパン比を確認した。第 2 図に曲げモーメント及びせん断力分布図を示す。せん断力の最大値が生じる断面はスラブ端部であり，曲げモーメントとの関係を算定した結果，せん断スパン比が 1.0 以下であった。一般的にせん断スパン比が 1.0 以下である梁部材は，ディープビームと呼ばれており，本検討
では，コンクリートコンクリート標準示方書［構造性能照査編］に示されるディープビームの設計せん断耐力式に適用し，終局限界に対する構造健
全性を確認する。
前述のとおり，東海第二発電所のペデスタルの床スラブは，躯体の形状，
寸法及び応力状態より，せん断スパン比が小さい構造物である。本評価に用いる検討範囲及び検討用のせん断力については，原子力発電所耐震設計
技術規程ＪＥＡＣ4601-2008（（社）日本電気協会，2008）において，主要な荷重が分布荷重又は多点荷重で，材料非線形解析手法を用いて具体的な部材性能照査を行う場合の参考図書として記載されている原子力発電所屋
外重要土木構造物の耐震性能照査指針・マニュアル（（社）土木学会，1992）
添付 3.3.2−19

を用いて検討範囲及び検討用せん断力の設定を行った。
第 3 図に床スラブの形状及び発生するせん断力分布の概念図を示す。検討断面の位置は側壁内側のスラブ端部からの距離 x に設定する。なお，距離 x の上限値として有効せいの 1.5 倍，下限値として断面せいの 1／2 倍と規定されているため，本評価においては，安全側に下限値となる断面せいの 1／2 倍である部からとし，更に検討用のせん断力についても，スラブ端の位置のせん断力ではなく，距離ｘから部材端部までのせん

断力分布の平均値を用いた値を検討用のせん断力とした。第 4 図に，解析モデルにおける床スラブ検討範囲（ＬＳ−ＤＹＮＡ解析結果の評価におけるせん断力の抽出範囲）を示す。

(2)

側壁の検討範囲
第 5 図に側壁検討範囲を示す。ペデスタルの側壁は EL.12.184m にて上部と下部の二階層に分けられている設計である。ＳＥ発生時の水張高さであるペデスタル床面高さ 1m までの側壁に直接動的荷重が加わることから，側壁の検討断面は上部，下部のそれぞれの水の接する高さの断面とした。

2.

面外せん断応力度の算定
面外せん断応力度の算定について，床スラブを例に説明する。なお，側壁についても床スラブと同様に面外せん断応力度を算定している。
第 6 図にペデスタル床スラブ端部の躯体形状の概念を示す。また，第 7 図に直交座標系応力成分を示す。床スラブ端部 1 列目の各要素のせん断力（Q（1，1）〜Q（1，j））は，直交座標系におけるτ yz 応力成分に相当するせん
断応力度（τ yz（1，1）〜τ yz（1，j））を要素毎に取り出し，要素毎のせん
断断面積（A（1，1）〜A（1，j））をそれぞれ乗じることにより算定する。
添付 3.3.2−20

床スラブ端部の１列目の要素幅当たりの面外せん断応力度は，スラブの厚さ
方向（1〜j 行目）の各要素のせん断力（Q（1，1）〜Q（1，j））を合算した
値（，）に 1 列目のせん断断面積（，）で除して，スラブ端部 1 列目の面外せん断応力度（τ 1）を算定する。したがって，ｋ列目の面外せん断応力度（τ k ）は，τ k ＝

，

/

，

で表すことができる。

次に，列毎の面外せん断応力度（τ 1〜τ k ）に，それぞれの半径方向要素幅を乗じて合算した値を検討範囲の幅で除すことにより，検討範囲における面
外せん断応力度を算定する。第 1 表に本手順により算定したＳＥ発生時の面
外せん断応力度を示す。

第1表

ＳＥ発生時の面外せん断応力度

評価対象部位

発生応力度

上部

約 0.93 N／mm ２

下部

約 0.77 N／mm ２

側壁

約 3.70 N／mm ２

床スラブ

添付 3.3.2−21

側壁

床スラブ

6,172mm

第1図

ペデスタルの床スラブの形状寸法

添付 3.3.2−22

： 部材長： 分布荷重2 2
8
曲げモーメント（Ｍ）分布図： 部材長： 分布荷重せん断力（Ｑ）分布図

第2図

第3図

2
2

曲げモーメント及びせん断力分布の関係

床スラブの形状及び発生するせん断力分布の概念

添付 3.3.2−23

第4図

床スラブ部解析モデルにおける面外せん断力の検討範囲

第5図

側壁部解析モデルにおける面外せん断力の検討範囲

添付 3.3.2−24

＜1 列目の面外せん断応力の算出＞

第6図

床スラブ端部躯体形状概念図

第7図

直交座標系応力成分

添付 3.3.2−25

別添 4
ペデスタルに作用する圧力について

1.

ペデスタル躯体に作用する圧力の分布
水蒸気爆発は，溶融デブリが水中に落下し，融体が膜沸騰状態で分散混合することで粗混合領域が形成され，さらに，この粗混合領域においてトリガ
リングが発生することで，融体の細粒化，急速放熱に伴い圧力波が粗混合領
域内を伝播し，この相互作用の結果，高圧領域（爆発源）が形成される事象である。ペデスタル中心でＳＥが発生すると，高圧領域より生じた圧力波は，水中で減衰（距離減衰）しながら側壁の方向へ進行する。
第 1 図及び第 2 図にＬＳ−ＤＹＮＡ解析におけるペデスタル躯体に作用す
る圧力の分布を示す。ＬＳ−ＤＹＮＡ解析では，床スラブには最高約 55MPa，
側壁には最高約 4MPa の圧力が作用する。
なお，ＬＳ−ＤＹＮＡにおける爆発源の調整の結果，側壁及び床スラブの力積がＳＥ解析コードＪＡＳＭＩＮＥの解析結果を包絡していることを確認している。（添付資料 3.3.4 別添）

添付 3.3.2−26

2.

手計算との発生応力の比較
ペデスタル躯体に作用する圧力より材料力学に基づく手計算手法を用いて求めたコンクリートの応力と，ＬＳ−ＤＹＮＡ解析におけるコンクリートの応力を比較した。
第 3 図に手計算及び解析結果の応力比較を示す。下部側壁に作用する圧力の平均値（最高約 2MPa）より機械工学便覧に示されている内圧を受ける円筒の弾性応力算定式にて求めた面外方向応力の平均値は最大約 0.70N／mm ２ であり，解析結果の約 0.77N／mm２ と比較して両者はよく一致している。したがって，ＬＳ−ＤＹＮＡ解析では構造物の応答が適切に評価されている。

1
1
ここで，
：

により計算した値

R ：により計算した値：内半径（mm）…3,086mm（機械工学便覧 基礎編 a3 材料力学）：外半径（mm）…
r：半径方向の座標（mm）…

（下部側壁の壁厚中心）：内圧（MPa）

添付 3.3.2−27

60

50

圧力［MPa］

40

30

20

10

0
20

21

22

23

24

25

時間［ms］
A点（約0m）

B点（約0.4m）

C点（約0.8m）

D点（約1.2m）

E点（約1.5m）10圧力［MPa］

8

6

4

2

0
20

21

22

23

24

H点（約2.7m）

I点（約3.0m）

25

時間［ms］
F点（約1.9m）

G点（約2.3m）※凡例の括弧内の数値は床スラブ中心からの距離

第1図

床スラブに作用する圧力の分布

10

圧力［MPa］

8

6

4

2

0
20

21

22

23

24

25

時間［ms］
A点（約0m）

B点（約0.3m）

C点（約0.5m）

D点（約0.7m）

E点（約1.0m）※凡例の括弧内の数値は床面からの高さ

第2図

側壁に作用する圧力の分布

3.0

圧力／応力［MPa］

2.5

2.0

1.5

1.0

0.5

0.0
20

21

22

23

24

時間［ms］
下部側壁に作用する圧力（平均）第3図

手計算及び解析結果の応力比較（下部側壁）

面外方向応力（手計算）

面外方向応力（解析）

25

別添 5
ＳＥ後のコンクリートの残留ひび割れの影響（参考）

1.

はじめに
東海第二発電所では，ＳＥによって残留熱除去系及び代替循環冷却系の水源となるサプレッション・チェンバに大量のデブリが移行するような経路が形成されないことを確認するため，ＳＥによってペデスタルの構造が終局状態に至らないことを評価し，ＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が維持されることを確認している。しかしながら，ＳＥによって躯体に生じた残留ひび
割れより，デブリの冷却水がペデスタルの外へ漏えいすることも考えられることから，デブリ冷却性の観点で残留ひび割れからの漏水影響を検討する。

2.
(1)

残留ひび割れ幅の算定
算定方法
ＬＳ−ＤＹＮＡコードによるＳＥ解析終了時刻における鉄筋の軸方向の引張応力状態により，コンクリート標準示方書［設計編］（（社）土木学
会，2012））（以下「コンクリート標準示方書［設計編］」という。）のひび割れ幅の算定式を用いてペデスタル躯体の残留ひび割れ幅を算定する。
鉄筋コンクリート部材に曲げモーメントが作用した場合，曲げモーメン
トの増加と共にひび割れが発生し，その本数が増加することでひび割れ間隔が小さくなっていく。しかし，曲げモーメントがある程度以上大きくなると，新たなひび割れが発生しない状態となる。このとき，鉄筋コンクリ
ートのひび割れ幅（）は，一般的に（1）式で表すことができ，鉄筋コ

ンクリートのひび割れ間隔に，ひび割れ間のコンクリートと鉄筋のひずみ差を乗じた値として与えられることになる。
添付 3.3.2-41

…（1）
ここで，
：ひび割れ間隔：鉄筋とコンクリートのひずみ差

これを基に，コンクリート標準示方書［設計編］では，鉄筋のかぶりや鋼材の表面形状等を考慮し，（2）式のように示されている。

1.1

4

0.7

…（2）

ここで，
：鉄筋の表面形状がひび割れ幅に及ぼす影響を表す係数（−）：コンクリートの品質がひび割れ幅に及ぼす影響を表す係数で（3）式による
0.7 …（3）：コンクリートの圧縮強度（N／mm２ ）：引張鋼材の段数の影響を表す係数で（4）式による…（4）：引張鋼材の段数（−）：かぶり（mm）：鋼材の中心間隔（mm）：鋼材径（mm）：鋼材位置のコンクリートの応力が 0 の状態からの鉄筋応力度の増加量（N／mm２ ）：鉄筋のヤング係数（N／mm ２ ）：コンクリートの収縮及びクリープ等によるひび割れ幅の増加を考慮するための数値（−）（1）式及び（2）式よりＳＥによりペデスタル躯体に生じる残留ひび割
れ幅（）を算出する。

…（5）

添付 3.3.2-42

各項目の数値を下表に示す。
項目：鉄筋の表面形状がひび割れ幅に及ぼす影響を表す係数（異形鉄筋）：コンクリートの圧縮強度

数値
1.022.06 N／mm ２：引張鋼材の段数：かぶり：鋼材の中心間隔：鋼材径2.05×10５ N／mm ２：鉄筋のヤング係数：コンクリートの収縮及びクリープ等によるひび割れ幅の増加を考慮するための数値(2)

150×10−６

算定結果
第 1 図に側壁部及び床スラブ部での残留ひび割れ幅を示す。解析終了時
刻における鉄筋の軸方向引張応力状態に基づき算定した各鉄筋位置における残留ひび割れ幅の最大値は側壁部で約 0.05mm，床スラブ部（最下段鉄筋）で約 0.13mm である。

添付 3.3.2-43

3.
(1)

ＳＥ後の残留ひび割れによる漏水影響の検討
ペデスタル躯体の応力状態を考慮した漏水影響の検討
残留ひび割れによる漏水影響が表れやすいと考えられる床スラブを対象に，ペデスタル躯体の応力状態より漏水影響について検討する。
第 2 図に鉄筋の応力−ひずみ関係を示す。解析終了時刻における床スラ
ブ下端鉄筋の 1 段目の軸方向の引張ひずみは 200μ程度である。これは，鉄筋の応力−ひずみ関係で表現した場合，ほぼ初期状態に当たる長期許容応力度（195N／mm ２ ）の 1／5 に相当する応力レベルであり，床スラブ下端側に作用する引張応力に対する強度は損なわれていない。
第 3 図に床スラブ断面応力状態を示す。ＳＥ後にはデブリ自重等の荷重が作用した状態となることから，構造的に床スラブ断面内では中立軸を境に鉄筋が配置される床スラブ下端側に引張応力が作用するが，床スラブ上
端側ではひび割れを閉鎖させる方向の圧縮応力が作用する。また，ＳＥ後においても，ペデスタル（ドライウェル部）へ落下したデブリによって床スラブの上端側のコンクリートが加熱されることで，圧縮応力が作用した状態となる。
以上のことより，ペデスタル躯体の応力状態を考慮すると，実機においてＳＥ後の残留ひび割れが生じた場合においても，漏水量は相当小さい値になると考えられる。

添付 3.3.2-44

(2)既往の知見を踏まえた漏水影響の検討「コンクリートのひび割れ調査，補修・補強指針―2009―」において，建築物を対象とした漏水実験や実構造物における実態調査がまとめられている。この中で坂本他の検討 ※１ では，10cm〜26cm までの板厚による実験を行っており，板厚が厚くなる方が漏水に対して有利であり，26cm では漏水が生じるひび割れ幅は 0.2mm 以上であったと報告されている。これに対して，実機ペデスタルの側壁（厚さ：上部
ラブ（厚さ：，下部）及び床ス）は，26cm 以上の板厚を有している。

また，一般に，ひび割れ幅が 0.2mm 未満であれば，水質による目詰まり
やひび割れ内部のコンクリートの水和反応による固形物の析出等により，漏水流量が時間とともに減少する ※２ ことが分かっている。
※１

コンクリート壁体のひびわれと漏水の関係について（その 2）（日本建築学会大会学術講演便概集，昭和 55 年 9 月）

※２沈埋トンネル側壁のひび割れからの漏水と自癒効果の確認実験（コンクリート工学年次論文報告集，Vol.17，No.1 1995）(3)

ＭＣＣＩ影響抑制対策施工に伴う漏水影響の低減効果について
ＭＣＣＩ影響抑制対策であるコリウムシールドの設置に伴い，水密性確保の観点でペデスタル躯体とコリウムシールドの間をＳＵＳ製ライナでライニングする計画としている。このため，デブリが落下した以降の状態においても，ＳＵＳ製ライナが残留ひび割れからの漏水影響低減に寄与すると考えられる。

添付 3.3.2-45

4.

残留ひび割れからの漏水を仮定したデブリ冷却性への影響評価
前述のとおり，ペデスタル躯体の応力状態や既往の知見等を考慮すると，実機において残留ひび割れから漏えいが発生した場合においても，漏水量は相当小さくなると考えられるが，ここでは残留ひび割れからの漏水を仮定した場合のデブリ冷却性への影響について定量的に検討する。

(1)

漏水量の評価漏水量は「コンクリートのひび割れ調査，補修・補強指針−2009−付：
ひび割れの調査と補修・補強事例（社団法人日本コンクリート工学協会）」
における漏水量の算定式に基づき，残留ひび割れ幅に対する漏水量を評価する。なお，本評価における算定条件は漏水量を多く見積もる観点で保守的な設定とする。

【漏水量算定式】

Q

12

ここで，
Q ：漏水量（mm ３ ／s）：低減係数（−）：ひび割れ長さ（mm）
w ：ひび割れ幅（mm）：作用圧力（N／mm ２ ）ν ：水の粘性係数（Ns／mm ２ ）：部材の厚さ（ひび割れ深さ）（mm）

添付 3.3.2-46

項目の数値を下表に示す。
項目

数値：低減係数 ※１

：ひび割れ長さ

0.01
上部側壁：112,000mm
下部側壁： 27,000mm
床スラブ： 74,000mm※２

w ：ひび割れ幅 ※３

側
壁：0.05mm
床スラブ：0.13mm：作用圧力 ※４0.25 N／mm２

ν ：水の粘性係数 ※５

1.82×10 −10 Ns／mm ２：部材の厚さ（ひび割れ深さ）

※１

※２
※３
※４

※５

構造体の壁厚さ 1m の実験結果（「沈埋トンネル側壁のひび割れからの漏水と自癒効果実験」コンクリート工学年次論文報告集 vol.17 No.1 1995）に基づく値
コンクリート標準示方書［設計編］の算定式にて評価したひび割れ間隔及
びペデスタル躯体寸法に基づき設定したひび割れ長さ
ＬＳ−ＤＹＮＡ解析結果に基づき算定した床スラブ及び側壁の残留ひび割
れ幅の最大値
デブリ全量落下後に人通用開口部高さまで水張りされた状態（床面より約3m 高さ）での床スラブ上面での水頭圧，及びＲＰＶ破損後のドライウェル−サプレッション・チェンバ差圧を考慮した圧力（側壁部の漏水量算定においても，保守的に同じ作用圧力を適用）
ＲＰＶ破損後のサプレッション・チェンバ温度に基づき 150℃の値を設定

添付 3.3.2-47

(2)漏水量の算定結果
上記の条件にて求めた漏水量は，側壁部で約 0.05m ３ ／h，床スラブで約0.38m３ ／h となり，合計約 0.43m３ ／h である。

(3)

漏水量に対するデブリ冷却性への影響評価算定した床スラブ及び側壁の漏水量は合計で約 0.43m ３ ／h であるが，これに対して格納容器下部注水系（常設）にて 80m３ ／h のペデスタル注水が可能である。したがって，万が一ＳＥ後のコンクリートの残留ひび割れによる漏水が生じた場合においても，漏水量を十分に上回る注水量を確保できることから，デブリ冷却性への影響はない。

5.

まとめ
ＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析結果に基づきペデスタル躯体に発生する残留
ひび割れ幅は側壁部で約 0.05mm，床スラブ部で約 0.13mm であることを評価した。これに対して，ペデスタル躯体の応力状態，既往の知見等を考慮すると残留ひび割れからの漏水量は相当小さくなると考えられる。さらに，残留
ひび割れからの漏水を仮定して保守的に評価した漏水量約 0.43m３ ／h に対して，ペデスタルの床面に落下したデブリを冷却するための格納容器下部注水系（常設）は 80m ３ ／h で注水可能であることから，万が一ＳＥ後の残留ひび割れによる漏水が生じた場合においても，ペデスタルの床面に落下したデブ
リを十分に冷却することが可能である。

添付 3.3.2-48

①

②

③

④

⑤

⑥

爆発源

⑦

⑧

①
②
③
④
⑤
⑥
⑦
⑧
※

第1図

要素番号
B699530
B678799
B696183
B704282
B703078
B704112
B696021
B601447

残留ひび割れ幅 ※約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.05 mm
約 0.13 mm

解析終了時刻における鉄筋の軸方向引張応力より算定

側壁部及び床スラブ部の鉄筋位置における残留ひび割れ幅

添付 3.3.2-49

応力N／mm ２σyEs ：2.05×10５ N／mm２
σ y：345N／mm２
ε y：約 1700μ

195

1000μ

Es
εy
200μ

第2図

ひずみμ

鉄筋の応力−ひずみ関係とＳＥ後の鉄筋の応力レベル（SD345 鉄筋）

第3図

床スラブ断面応力状態

添付 3.3.2-50

別添 6

ペデスタルの対策施工に伴う床スラブの補強についてＳＥが発生した場合のＬＳ−ＤＹＮＡコードによるペデスタル構造健全性評価では，ペデスタル全体のコンクリートを一体としてモデル化している。
一方で，実機では，ＭＣＣＩ対策であるスリット状排水流路の施工等のため，床スラブ上部の既存コンクリートを斫り，スリット等を設置した上で再度コンクリートを打継ぐこととなる。そこで，コンクリート打継ぎに当たっては，
ペデスタルの対策施工に併せて床スラブを補強することとする。
ここでは，床スラブの補強に関して，補強の考え方，必要鉄筋量の評価，補強の成立性及び悪影響の有無について説明する。

1.

床スラブの補強の考え方
対策後のペデスタル概要図を第 1 図に示す。スリット等の設置のためにコンクリートを斫り，再度打継ぐ際は，既設コンクリートとの一体性を確保するために必要な差筋量を追加する。これにより，補強後の当該箇所は，ＬＳ−ＤＹＮＡコードによるペデスタル構造健全性評価のモデルと同じ状態となる。さらに，ＳＥの発生を想定した場合の床スラブ端部に作用するせん断力（第 2 図）に対する，床スラブ端部のせん断耐力の余裕が小さいことから，念のため水平方向差筋については，ＳＥ発生時のせん断力を負担可能な差筋量を追加する。
以上より，対策施工後のペデスタルの強度は対策施工前に比べて同等以上であり，コンクリート一体打設を前提とした対策施工前のＳＥ評価結果よりも裕度は向上する
添付 3.3.2-51

なお，実際は，打継処理した境界のコンクリートによってもせん断力は負担可能と考えるが，保守的にこの効果を考慮せず，必要な差筋量を評価することとする。

2.

必要差筋量の評価

2.1

鉛直方向差筋
床スラブ中央部の補強は，既設コンクリートと同等の強度を確保するため，鉛直方向差筋を追加することとし，設計強度は原子力施設の鉄筋コン
クリート構造建築物を対象とした，原子炉施設鉄筋コンクリート構造計算
規準・同解説（（社）日本建築学会，2005）（以下，「ＲＣ−Ｎ規準」という。）及び耐震改修設計指針に基づき算定する。

（1）せん断耐力①コンクリートの許容圧縮応力度
ＲＣ−Ｎ規準より，
f･

かつ 0.49＋

以下

ここで，
f

：コンクリートの許容圧縮応力度［N／mm ２ ］：コンクリートの設計基準強度＝22.06［N／mm２ ］

以上より，･ ＝0.73［N／mm２ ］
0.49＋＝0.71［N／mm２ ］

よって，コンクリートの許容圧縮応力度f は 0.71N／mm２ となる。

②接着系アンカーのせん断耐力（

鉄筋）

耐震改修設計指針より，添付 3.3.2-52

,
0.7･
0.4･

･

･
は 294N/mm ２ 以下とする。

ただし，
ここで，

：あと施工アンカーを用いた接合部のせん断耐力［N］：鉄筋の規格降伏点強度＝345［N／mm ２ ］：接合面におけるアンカー筋の断面積（）＝198.6［mm２ ］：コンクリートのヤング係数＝2.2×10 ４ ［N/mm２ ］：既設部コンクリートの圧縮強度＝22.06［N/mm ２ ］
以上より，
4.8×10 ４ ［N］
5.5×10 ４ [N]294･≒ 5.8×10 ４ ［N］

よって，せん断耐力は 4.8×10４ N となる。

③必要な差筋本数
1m２ 当たりのコンクリートの許容せん断耐力は，＝ ･1000 ＝7.1×10５ ［N］

1m ２ 当たりに配置する差筋の本数は，＝≒ 14.8［本］以上より，打継ぎコンクリート部底面 1m ２ 当たり 15 本以上の差筋を配置することで，既設コンクリートの同等の強度を確保する。
2.2

水平方向差筋
打継ぎコンクリート側面の補強は，水蒸気爆発によって断面に生じるせ添付 3.3.2-53

ん断力を，全て追加する水平方向差筋で負担するものと仮定して設計する。
設計強度は国内の既存鉄筋コンクリート造建築物を対象とした，既存鉄筋コンクリート造建築物の耐震改修設計指針

同解説（（財）日本建築防災協会，2001）（以下，「耐震改修設計指針」という。）に基づき算定する。

（1）せん断耐力①設計断面積（
a

3

鉄筋

段×

本，

鉄筋

段×

本） ※

･

＋

ここで，
a ：設計断面積［mm２ ］：
鉄筋公称断面積＝642.4［mm２ ］：
鉄筋公称断面積＝387.1［mm２ ］：配筋本数＝136［−］※ 配筋設計は今後の設計進捗により，安全裕度を低下させない範囲で変更する可能性がある。

以上より，設計断面積a は 314,744mm ２ となる。

②接着系アンカーのせん断耐力
,
0.7･
0.4･
ただし，

･

･
は 294N/mm ２ 以下とする。

ここで，：あと施工アンカーを用いた接合部のせん断耐力［N］：鉄筋の規格降伏点強度＝345［N／mm ２ ］：接合面におけるアンカー筋の断面積（設計断面積）［mm２ ］：コンクリートのヤング係数＝2.2×10 ４ ［N/mm２ ］：既設部コンクリートの圧縮強度＝22.05［N/mm ２ ］
以上より，

添付 3.3.2-54

7.6×10 ７ ［N］
8.7×10 ７ [N]294･≒ 9.2×10 ７ ［N］

よって，せん断耐力は 7.6×10７ N となる。

③打継ぎコンクリート側面に発生するせん断力＝≒ 7.1×10７ ［N］

･ ･･

ここで，
：発生せん断力［N］：発生せん断応力度（ＬＳ−ＤＹＮＡ解析）＝3.70［N/mm ２ ］：ペデスタル床スラブ打継ぎ直径＝［mm］：ペデスタル床スラブ打継ぎ高さ＝［mm］④せん断耐力と発生せん断力の比較≒ 1.05以上より，鉄筋（ 段×本）及び鉄筋（ 段×本）の差筋により，全ての発生せん断力を負担すると仮定しても約 5％の設計余裕が確保できる。

（2）引張耐力①アンカー１本当たりの設計引張耐力
,

,

0.23･

･

･ ･

･

10

21

添付 3.3.2-55

ここで，：鉄筋の規格降伏点強度＝345［N／mm ２ ］：接合面におけるアンカー筋の断面積（設計断面積）［mm ２ ］：既設部コンクリートの圧縮強度＝22.05［N/mm ２ ］：既設コンクリート躯体へのコーン上破壊面のアンカー1 本あたりの有効水平投影面積＝5.0×10５ ［mm２ ］：接着系のアンカーの引抜き力に対する付着強度＝10［N/mm２ ］：アンカー筋の軸部の直径（）＝［mm］：アンカーの有効埋め込み深さ＝400［mm］
以上より，≒ 2.2×10 ５ ［N］
0.23･

･

･ ･

･

≒ 5.4×10５ ［N］≒ 3.6×10 ５ ［N］≒ 1.3×10 ５ ［N］
0.23･

･

･ ･

･

よって，設計引張力

は≒ 5.4×10５ ［N］≒ 2.8×10 ５ ［N］
鉄筋で 2.2×10５ [N]，

鉄筋で 1.3×10５[N]となる。

②発生引張力ＬＳ−ＤＹＮＡ解析結果における床スラブ端部断面の発生引張力より求めたアンカー1 本当たりの発生引張力は以下のとおり。
：上面から 1 段目の差筋（：上面から 2 段目の差筋（：上面から 3 段目の差筋（：上面から 4 段目の差筋（③引張耐力と発生引張力の比較≒ 1.33≒ 1.58

添付 3.3.2-56）の発生引張力＝1.7×10５ ［N］）の発生引張力＝1.4×10５ ［N］）の発生引張力＝1.1×10５ ［N］）の発生引張力＝5.3×10４ ［N］

≒ 1.95≒ 2.54以上より，鉄筋（ 段×本）及び鉄筋（ 段×本）の差筋により，全ての発生引張力を負担すると仮定しても 33％以上の設計余裕が確保できる。

2.3

補強前後でのペデスタル構造の比較
上記で評価した必要差筋量を追加した場合のペデスタル構造を，補強前と比較して第 3 図に示す。
鉛直方向差筋の追加により，補強後の無筋層と鉄筋層を含めた床スラブの強度は，補強前と同等の強度となる。また，水平方向差筋の追加により，補強後の床スラブ端部のせん断耐力は，補強前よりも向上し，ＳＥ発生時のせん断耐力に対する裕度が向上する。なお，形状保持筋については，床スラブの補強ではなく，打継ぎコンクリート部の形状を保持するために追
加する。

3.

補強の成立性
①鉛直差筋（）の埋込長は，床スラブの既設鉄筋深さまで到達しないことから，鉛直鉄筋の削孔は可能である。また，既設鉄筋の最小ピッチは程度であり，差筋（mm）用の削孔の施工は可能である。

②ペデスタル壁面に差筋用の削孔をする際は，ハンマードリルで穴を開ける。
ハンマードリルは鉄筋を切断しないため，鉄筋の誤切断を回避可能である。
③既設鉄筋ピッチを確認するため，一部は表面の鉄筋まで斫り出し，既設鉄筋位置を目視にて確認して削孔位置を決める。
④差筋の施工管理として，削孔後の穴を清掃し異物を除去する。その後掘削
添付 3.3.2-57

深さを確認し，規定範囲であることを確認する。規定の深さまで削孔出来なかった穴が存在する場合は，規定範囲の穴と識別表示する。
⑤使用するセメント系アンカー（接着剤）の施工手順に基づいて注入し，所定の長さまで鉄筋を挿入する。
⑦アンカーが固まった後，穴をコンクリートで埋め戻す。
以上のとおり，既存のコンクリートに差筋を追加するための削孔は可能であり，工事の内容は一般建築の耐震補強で広く用いられているものであるため，補強の成立性に問題はない。

4.

床スラブ補強による悪影響の有無
床スラブへの差筋追加に伴い，既存コンクリートを削孔することになるが，削孔部には耐環境性に優れ，コンクリートよりも付着強度や圧縮強度に優れたセメント系アンカーや，コンクリートよりも強度・剛性の高い鉄筋を埋め込み，その上でコンクリートを充てんする。この接合部の引張強度は,鉄筋の降伏点以上の強度が得られることから，削孔箇所は補強前と同等以上の強度が確保され，補強後にペデスタルの構造強度が低下する部位は生じない。以上より，補強による構造強度への悪影響はなく，既存の耐震評価への影響もない。
以上より，床スラブ補強に伴う悪影響はない。

添付 3.3.2-58

スリット

床スラブ端部
コンクリートを斫り，再度打継ぐ範囲

床スラブ中央部

第1図

対策後のペデスタル概要図

水蒸気爆発

無筋層
：
鉄筋層

第2図

打継ぎコン
クリート部
既存コン
クリート部

衝撃荷重

せん断力

ＳＥ時に床スラブ端部に作用するせん断イメージ図

添付 3.3.2−59

補強前（既設）

補強後打継ぎコンクリート部

A 断面
B 断面

無筋層
：

添付 3.3.2−60

鉄筋層
既存コンクリート部※今後の設計進捗により，詳細については安全裕度を低下させない範囲で変更となる可能性がある。

第3図

補強前後でのペデスタル構造の比較

既設鉄筋
水平方向差筋
鉛直方向差筋
形状保持筋