ＴＫ－１－３０３ 改２

東海第二発電所
工事計画認可申請に係る論点整理について

平成３０年３月３０日
日本原子力発電株式会社
本資料のうち，は営業秘密又は核物質防護上の観点から公開できません。

工事計画認可申請・補正の概要
１．経緯平成26年5月20日
東海第二発電所 工事計画認可申請【申請内容】 新規制基準への適合性確認
平成29年11月24日
東海第二発電所 工事計画認可申請の第一回補正書提出【補正内容】 審査会合等における審査内容を踏まえた記載内容への反映（運転期間延長認可申請に係る設備を網羅）
平成30年2月13日
東海第二発電所 工事計画認可申請の第二回補正書提出【補正内容】 審査会合等における審査内容を踏まえた記載内容への反映の残り分（個別の強度評価、耐震評価については、概ね方針まで）

1

論点抽出結果一覧•••

設置変更許可の審査段階で確認してきた内容を踏まえ、工事計画認可の審査において、解析
手法や評価方針に関するご説明を行っているところである。
次頁以降で、以下の論点について、対応状況をご説明する。
なお，設備設計・耐震・強度関係の論点については今後のヒアリングにて順次，整理していく。
例：防潮堤ルート変更後に敷地に遡上する津波の流速，浸水深
使用済燃料乾式貯蔵建屋等の地震観測記録を踏まえた耐震評価
鋼製防護壁の上部構造と下部構造の接合部の評価
分 類

機械設計

外部事象
耐津波

耐震

No

説明項目 （論点）【区分】 ○：設置許可引継ぎ

区分

頁

○

4

1

ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法

2

ＳＲＶのＳＡ耐環境性

103

ＳＡ時の強度評価における設計方針

16

4

ＳＡ時の強度評価における設計条件（ＳＡクラス２機器であって、クラス１機器の扱い）

19

5

ＳＡ環境を考慮したＰＣＶ閉じ込め機能

6

ＭＣＣＩ／ＦＣＩ対策に係る設計

27

7

強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮

398

降下火砕物に対する建屋の健全性

○

40

9

鋼製防護壁の止水機構の地震時における追従性

○

41

10

鋼製防護壁の上部構造と下部構造の接合部の評価

11

設置変更許可段階で示した解析用液状化強度特性の代表性及び網羅性

○

48

12

可搬型設備の耐震性

○

49

13

機器の動的機能維持評価

○

50

14

スタンドパイプの耐震評価

○

53

○

25

47

2

（白 紙）

3

【論点－１】 ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法 （１／６）
１．概要
ブローアウトパネルについて，技術基準の要求が達成できることを確認する。
２．確認事項①原子炉建屋原子炉棟の一部としてのブローアウトパネルの基準地震動Ｓｓ及び設計竜巻に対する要求機能と対応を確認する。
②ブローアウトパネルが設計差圧以下で開放することを確認する。
③ブローアウトパネル閉止装置が容易かつ確実に閉止操作（人力による操作含む）でき，要求機能（基準地震動Ss後の閉機能や閉止後の原子炉建屋の負圧維持機能）が確保できることを確認する。
３．設計方針①基準地震動Ｓｓでは開放しない設計とする。設計竜巻の差圧によりブローアウトパネルが開放した場合は，ＡＯＴ内で再閉止又は運転停止し安全状態に移行する設計とする。
②ブローアウトパネル
・ブローアウトパネルは設計差圧(6.9ｋＰａ）以下で開放すること及び基準地震動Ss相当の地震力で開放しないことを実機大モックアッ
プ装置にて確認する。
③ブローアウトパネル閉止装置
・閉止装置が，電動及び手動にて操作でき，その閉止機能が基準地震動Ｓｓでも確保できるように設計する。
・閉止装置が，閉止後，基準地震動Ｓｓでも，必要な気密性能が確保できるように設計する。
・これらを検証するため，実機大モックアップ装置を用いた加振試験を実施し，閉止機能や気密性能が維持できることを確認する。
４．今後の予定①ブローアウトパネルの実機大の開放試験は，要素試験結果も踏まえて，5月下旬に試験予定。
②ブローアウトパネル閉止装置の実機大の試験は，6月中旬に加振試験を実施し，加振試験に合わせて開閉動作試験及び気密性能試験を実施予定。
なお，試験結果については試験後，速やかに説明する。

4

【論点－１】 ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法 （２／６）
ブローアウトパネル及び関連設備への技術基準規則の主な要求事項（基準地震動と設計竜巻）のと成立性確認方
法について整理した。
ＤＢ
防護すべき設備

ブローアウトパ
ネル

ブローアウトパネル閉止装置(SA緩和設備）

竜巻
防護設備

◎開機能
(12条）

5条
地震

7条
自然条件
竜巻差圧

ＳＡ
7条
自然条件
竜巻飛来物

○
（地震後）

△閉維持
（建屋気密性）(38条，44条）◎

プラント停止にて対応（別紙参照）◎閉機能（SA前）
（74条）

－

－

－

◎閉維持
（建屋気密性）
（74条）

－

－

－

○飛来物からの
防護機能
（７条）

○

○

（波及的影
響）

（差圧発生せず
影響なし）◎：実機大の試験による確認

50条
地震

54条
自然条件
竜巻差圧

54条
自然現象
竜巻飛来物
（共通要因）

－

－

－

－

－

－

○
（竜巻防護設備にて防護）○○：解析評価による確認

◎
（地震後）

◎
（地震後）

－

△：実機での確認○（差圧発生せず
影響なし）

－※１

－※２

－※１

－

－

－：機能要求なし※１ ブローアウトパネル閉止装置は，ＳＡ緩和設備であるため，共通要因故障の考慮不要※２ SA後の閉止状態での設計竜巻は，事象の重ね合わせの頻度から組み合わせ不要5【論点－１】 ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法 （３／６）
設計竜巻発生時に想定される事象とその影響について検討した結果は以下のとおり。
自然現象

設計値

プラント
状態

自然現象発生時に想定される事象と安全性への影響

設計竜巻

8.9kPa

運転中＜止める＞
・屋外の外部電源喪失や循環水系機能喪失に伴うタービント
リップ等に基づき自動停止
・プラント停止機能への影響なし＜冷やす＞
・屋外の常用系の補機冷却海水系等の機能喪失が想定されるが，安全系は竜巻から防護されており機能喪失なし。また，燃料プールもＲＨＲによる冷却可能。
・プラント及びＳＦＰ冷却機能への影響なし＜閉じ込める＞・設計竜巻の差圧は8.9kPaであり，BOP開放差圧6.9kPaを上回るため，建屋の閉じ込め機能は喪失する。
＜その他＞
・外部電源喪失が想定されるが，非常用電源は確保されており，安全は維持可能

停止中

＜冷やす＞
・屋外の常用系の補機冷却海水系等の機能喪失が想定されるが，安全系は竜巻から防護されており機能喪失なし。また，燃料プールもＲＨＲによる冷却可能。
・プラント及びＳＦＰ冷却機能への影響なし＜閉じ込める＞
・設計差圧8.9kPaがBOP開放差圧6.9kPaを上回るため，建屋の閉じ込め機能は喪失する。
＜その他＞
・外部電源喪失が想定されるが，非常用電源は確保されており，安全は維持可能

対応策
速やか
な冷温
停止

対応策の妥当性

プラント運転中には，プラントの停止を要する事象の発生が想定されるが，停止及び冷却に必要な設備は確保されており，原子炉安全に影響しない。
プラント停止中においても，残留熱除去系は維持されており，原子炉安全に影響しない。
差圧により原子炉建屋の閉じ込め機能は喪失するが竜巻起因で想定される設計基準事故はなく，竜巻防設備（防護ネット）を全てのブローアウトパネル部に設置するため，竜巻を起因として建屋内で放射性物質が漏えいする可能性も小さく，保安規定に基づき速やかに安全な状態（運転中は冷温停止状態へ移行，停止
中は使用済燃料に関連する作業の停止）に移行することで安全確保可能。
なお，技術基準規則第7条第1項の解説では，外部からの衝撃による損傷の防止として，適切な措置を要求されているが，これは供用中における運用管理等の措置も含むと規定されている。

＜参考＞・ブローアウトパネルの開放差圧を生じる竜巻（89m/s）の発生頻度：5.2×10-6回／年・設計基準事故の発生頻度：10 3～10-4回／年・以上より，竜巻によるブローアウトパネル開放と設計基準
事故の重畳頻度は10-8回／年以下となり，有意性の判
断基準10-8回／年（JEAG4601の地震従属事象と独立事
象の判断基準である10-7／年に保守性を見込んだ値）より小さい

6

【論点－１】 ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法 （４／６）
【ブローアウトパネルの構造と配置状況】

ブローアウトパネルは，電源や空気源に頼ることなく，静的，且つ圧力上昇に対して確実に開放できる仕組みとして，クリップを使用したパネルの開放機構を選定している。
この開放機構は，既設系統設備でも採用実績のある破壊板（ラプチャーディスク）と同様の考え方（圧力による負荷荷重により，部材を破壊させる）であり，構造が単純であることから，信頼性が高いものである。
板厚：2.3㎜
100㎜
A

A’

ブローアウトパネル

事故時の内圧

建屋内側よりの状況（６階西側）

32.6㎜

クリップ部拡大（ A-A’矢視）事故時の内圧によりパネル全体が外側に押し出され開放

ブローアウトパネル主要仕様
設置場所
５階

寸法（躯体開口部）

クリップ数

北，西 各1個

４,０００mm×４,０００mm

１８個

北２個，南２個

３,６８０mm×４,１７０mm

１８個

西２個，東２個

４,１７０mm×３,６８０mm

１８個

６階
ブローアウトパネル重量 約1.5t／枚

7

【論点－１】 ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法 （５／６）
【ブローアウトパネルに要求される機能と確認方法】

閉止状態（通常運転時）要求される機能・原子炉建屋原子炉棟のバウンダリ維持基準地震動Ssでのバウンダリ維持（BOPが開
放しないこと）については差圧による開放機能確認（実機大モックアップ試験）に合わせ，基準地
震動Ss時の地震荷重では開放しないことを確認要求される機能・差圧による開放機能

試験項目
・固定用クリップの要素試験（どの程度の荷重でクリップが開放するかの確認）
・実機大モックアップによる開放試験・建屋の許容最大ひずみ量を生じた場合でも，変形は建屋取付枠とパネルの隙間にあるシール材の施工範囲内にあり，開放機能に影響しないことを評価により確認

地震・竜巻

開放（DB時）・地震後の開放機能

クリップ開放荷重のばらつき確認
クリップ数の最適化

クリップ要素試験（クリップ単体の引張試験）

開放後要求される事項
・他設備への波及的影響の防止
パネル落下防止チェーンの強度確認

実機大ブローアウトパネル開放試験のイメージ(2012年 自主的安全性向上の一環として，原子炉建屋6階北側強制開放装置設置時の試験例）

8【論点－１】 ブローアウトパネル及び関連設備の必要機能と確認方法 （６／６）
【ブローアウトパネル閉止装置に要求される機能と確認方法】
要求される機能・機器に異常がないこと

初期状態の性能試験項目①（初期状態の確認）
・気密性能試験・作動確認（自動・手動にて開閉）

開放状態（通常運転時）
地震

加振試験実施・・・閉止装置は「開」状態要求される機能・閉機能
・気密性

閉止状態（ＳＡ時）
地
震試験項目②（地震発生後の機能の健全性確認）
・作動確認（自動・手動にて開閉）・気密性能試験

加振試験実施・・・閉止装置は「閉」状態要求される機能・気密性

閉止状態（ＳＡ時）

試験項目③（SA後の余震を考慮した機能の健全性の確認）
・気密性能試験建屋躯体を模擬し
た試験容器

扉枠

流量計へ
扉本体
扉開放状態

扉閉止状態
加振台

閉止装置の漏えい率試験方法（ ASTM E283-4に準拠）
加振台上の実機大のモックアップ装置（気密性能試験装置付き）を設置し，加振後の作動確認，気密性能試験を実施

排風機により排気量と試験容器内の圧力変化から気密性能を確認（閉止装置設置の応答スペクトルを包絡する模擬地震波にて加振）ブローアウトパネル閉止装置の構造

実機大装置の加振・気密性能試験9【論点－２】 SRVのSA耐環境性（１／３）

１．概要
SRVのSA環境条件設定の妥当性及び耐環境性を確認する。

２．確認事項
ＳＡ時の原子炉格納容器内におけるＳＲＶ作動環境における健全性を確認する。

３．確認結果
① ＳＡ時の原子炉格納容器内におけるＳＲＶ作動環境
・ SRVの環境条件は当該弁の機能に期待するシーケンスで想定される厳しい環境条件を設定する。DCHシーケ
ンスに加え、DCHシーケンス以外のSRVに期待するシーケンスで厳しい環境（表－1）を想定しても、SRV（自動減圧機能）の機能が維持される設計とした。
・ これらのシーケンスにおいても原子炉格納容器内圧力が465kPa［gage］に到達した場合は，D/Wスプレイを実施することから，またＳＲＶの環境緩和のために事故後90分後に代替循環冷却系を起動しＤ／Ｗへ連続してスプレイすることとしているため，D/W内は過熱状態にはならず，D/W雰囲気温度は465kPa［gage］の飽和温度である約156℃を超えることはないと考えられる。
表－1 ＳＲＶ（自動減圧機能）の環境が厳しくなるシーケンス
No.

シーケンス

1

破断面積の小さいＬＯＣＡ＋炉心損傷＋ＳＲＶ（自動減圧機能）開，低圧注
水復旧＋ＲＰＶ破損防止（ＳＲＶ（自動減圧機能）開維持，低圧注水維持）2

過渡事象＋炉心損傷＋ＳＲＶ（自動減圧機能）開，低圧注水復旧＋ＲＰＶ
破損防止（ＳＲＶ（自動減圧機能）開維持，低圧注水維持）・起因事象はRPV減圧が必要となる過渡事象又は小破断LOCAを想定
・SRV環境を厳しくする「炉心損傷有り」を想定
・SRVに期待する時間が長くなる「RPV破損無し」を想定
・上記を踏まえ，様々なシーケンスを想定した場合，SRV（自動減圧機能）の環境が厳しくなるシーケンスは表-1のとおりとなる。

10

【論点－２】 SRVのSA耐環境性（２／３）② ＳＲＶ（自動減圧機能）の耐環境性
ＳＲＶ（自動減圧機能）の作動環境は最大約156℃となるが，SRV（自動減圧機能）の健全性を確認した試験
条件（図－1）温度を下回ることを確認した。
なお，原子炉格納容器内圧力465kPa[gage]は，上記試験条件の最大圧力4.35kg/cm２g（427kPa）［gage］を上回っているが，この程度の圧力ではシール材の物理的破損に至る程の影響はなく，さらに弁等の機器に組み込まれるシール材は，一般的にケーシング等によって拘束され過大な変形が発生することはない。またシール材の劣化に寄与する支配的要因は温度であることから，SRV（自動減圧機能）の健全性への影響はない。
なお，SRV（自動減圧機能）7個のシリンダーピストン及び電磁弁の摺動部以外のシール材を耐環境性に優れた改良型EPDM材に変更する。

図－1 過去のＳＲＶ環境試験条件 （電力共同研究「安全上重要な機器の信頼性確認に関する研究」）

11【論点－２】 SRVのSA耐環境性（３／３）③ 非常用逃がし安全弁駆動系の耐環境性
東海第二では，SRVの作動に必要なアキュムレータ及び非常用窒素供給系の供給圧力が喪失した場合を想定したSA設備として，非常用逃がし安全弁駆動系をSRV（逃がし弁機能）4個に対して設置する。非常用逃がし安全弁駆動系は，電磁弁の排気側から直接窒素を供給してSRV（逃がし弁機能）を作動することで，電磁弁を動作させることなくSRV（逃がし弁機能）を開保持することができる。
・ 非常用逃がし安全弁駆動系の原子炉格納容器内に設置する三方弁のシール部は全て無機物（膨張黒鉛シート）でありSA時の環境影響を受けることなくシール性能を維持可能。
・ 非常用逃がし安全弁駆動系に接続するＳＲＶ（逃がし弁機能）シリンダーピストンの摺動部以外のシール材
を耐環境性に優れた改良型ＥＰＤＭ材に変更。
・ 非常用逃がし安全弁駆動系に接続するＳＲＶ（逃がし弁機能）電磁弁の摺動部以外のシール材を改良型ＥＰＤＭ材に変更。非常用逃がし安全弁駆動系使用時に電磁弁内で窒素流路となるバウンダリは改良型EPDM
材によりシールされる。
・ 改良型EPDMシール材は200℃，２Pdの環境下でもシール性能を維持できることを圧縮永久ひずみ試験等により確認した。電磁弁によるＳＲＶ（自動減圧機能）動作が期待できない200℃，2Pdの環境下でも非常用逃がし安全弁駆動系を用いたSRV開保持が可能である。

12

【論点－２】 SRVのSA耐環境性（参考１）
非常用逃がし安全弁駆動系の概要（A系の例）

部分拡大図【非常用逃がし安全弁駆動系三方弁】【アクチュエータ概要図】

・摺動部以外を改良EPDM材でシールする【ＳＲＶ用電磁弁概要図】 ・摺動部以外を改良EPDM材でシールする13

【論点－２】 SRVのSA耐環境性（参考２）
ひずみ率（%）
試験温
度

材質

改良型
EPDM

構造部放
射線線量

200℃

試験雰
囲気

試験
時間

蒸気

168
時間

各試験片

平均

表－２ 改良型EPDM材の圧縮永久ひずみ試験結果

No

曝露条件

1

乾熱200℃，
168時間

2

3

蒸気1MPa，
250℃，168時
間
蒸気1MPa，
250℃，168時
間

γ線照
射量

開口変
位模擬

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

○：リーク及び圧力降下なし
表－３ 改良型He気密確認試験状況

14【論点－２】 SRVのSA耐環境性（参考３）

参考図 非常用逃がし安全弁駆動系概要図15

【論点－３】 ＳＡ時の強度評価における設計方針（１／３）
１．概要
SAクラス２機器における，クラス１機器の設計方針の妥当性について確認する。
２．確認事項①評価対象機器に対する評価区分ごとの整理結果を確認する。
②強度評価の設計方針のうち，施設時に技術基準がなく，ASMEを準用したものについては，
JSMEを用いて評価を行うことの妥当性を確認する。
３．設計方針①強度評価に関する設計方針については，次頁に示す評価区分を整理したフローに基づき，評価を行う。
②強度評価の設計方針のうち，施設時に技術基準がなく，ASMEを準用したものについては，
評価方法の違いは応力係数のみであり，この差が強度評価に及ぼす影響は小さく，且つ1980年以降のASMEにおいても当該係数は現実的な値として0.5に見直されていることから，同じ評価方法となるJSMEを用いて評価する。

16

【論点－３】 ＳＡ時の強度評価における設計方針（２／３）

17【論点－３】 ＳＡ時の強度評価における設計方針（３／３）
クラス1配管の応力評価

建設時工認
ASME（1971年度）／告示501（S45年）

今回の評価
JSME（2005/2007）

応力算出式

許容値

同等

ASME
≦1.5Sm

応力係数

妥当性

MIN（3Sm，2Sy）

1.5Smの方が小さいが、ⅣASの評価とするため、JSMEを使用する。

ASMEで規定されている材料
SA312TP304やSA-333Gr6な
ど

ASMEに規定されるSm値

相当材なし
ASMEを準用する告示501号（S45年）で規定されている材料
STS49やSTPT49など

STS480，STPT480などに規定されるSm値

換算時の端数処理程度の違いであり同等，以下Sm値を比較
STS49及びSTPT49＝139MPa
STS480及びSTPT480＝138MPa

ASME
曲げ管または突合せ溶接式エ
ルボ，突合せ溶接ティー＝1.0（ASME1980年度以降は＝0.5）

曲げ管または突合せ溶接式エルボ， 左記以外は同等
突合せ溶接ティー
左記については算出応力が建設時＝0.5より若干低くなるものの，影響は小さい

18【論点－４】 ＳＡ時の強度評価における設計条件（ＳＡクラス２機器であって、クラス１機器の扱い） （１／６）
１．概要
SAクラス２機器であってクラス１機器の強度評価の方針として，SA時の原子炉圧力容器及び配管の強度評価に用いる設計条件の妥
当性を確認する。
２．確認事項① 原子炉圧力容器の強度評価（応力計算）を，建設時の設計条件（＞SA時の設計条件（Ⅴ））で評価を行うことの妥当性を確認する。
② 配管の強度評価（応力計算）を，耐震評価（ⅣAS）の設計条件（＞SA時の設計条件（Ⅴ））で評価を行うことの妥当性を確認する。
３．設計方針① 原子炉圧力容器の強度計算（応力計算）を整理• 下表のとおり，適用される規格は建設時と現在で異なるが、応力計算の体系は同じ（＊1）• 組合せ荷重（＊2）は基本的に死荷重(A)＋圧力(B)＋荷重（C）であり，入力値は異なるが荷重の大きい方を評価することで保守な評価となる（Ａ＋B＋C の大きい方で評価）• SA時のB項は代表事故シーケンスにて最高使用圧力未満であることが確認されている。このため，C項の大小により保守的な評価を選定することができる。地震によるエネルギーはジェット反力によるエネルギーより大きく，建設時の地震荷重がSA時の機械荷重（配管破断によるジェット荷重）を上回る見込みであり，現在定量的な評価を実施している。
原子炉圧力容器（例：鏡板，ノズル，
ブラケット類（注））建設時の強度評価（今回確認する評価）

比較

SA時の強度評価（Ⅴ）

評価する応力（＊1）

・１次膜応力・１次曲げ応力同様

・１次膜応力・１次曲げ応力

組合せ荷重
（＊2）

死荷重（A)＝

死荷重（A)

最高使用圧力（B) 8.62 MPa＞

SA時圧力（B) 8.19 MPa

機械荷重＋地震荷重（C)（＊3）（ 注 ）給水スパージャブラケット以外（＊3）一覧を（２／６，３／６）に示す＞

SA時機械荷重（C)（＊3）

19【論点－４】 ＳＡ時の強度評価における設計条件（ＳＡクラス２機器であって、クラス１機器の扱い） （２／６）（＊3）原子炉圧力容器の設計条件における代表性・網羅性について
a) 重要事故シーケンス（ＳＡ時の設計条件（Ⅴ））と建設時設計条件
下表の重要事故シーケンスのなかで，LOCA時注水機能喪失は機械荷重（外荷重としてジェット荷重）が生じる状態である。
原子炉停止機能喪失の状態よりも圧力は低いが，ジェット荷重を考慮した場合にはLOCA時注水機能喪失の状態が重要
事故シーケンスのなかで評価すべき応力が大きい。建設時設計条件と比べると圧力はＳＡ時よりも高いことから包絡されており，SA時機械荷重（ジェット荷重）は建設時の機械荷重・地震荷重よりも低い見込みである。
圧力
（MPa）

温度（注）
（℃）

高圧・低圧注水機能喪失

7.79

295

事故時荷重なし

高圧注水・減圧機能喪失

7.79

295

事故時荷重なし

全交流動力電源喪失(長期TB)

8.16

298

事故時荷重なし

全交流動力電源喪失(TBD，TBU)

8.16

298

事故時荷重なし

全交流動力電源喪失(TBP)

8.16

298

事故時荷重なし

崩壊熱除去機能喪失(取水機能喪失の場合)

7.79

295

事故時荷重なし

崩壊熱除去機能喪失(残留熱除去系故障の場合)

7.79

295

事故時荷重なし

原子炉停止機能喪失

8.19

298

事故時荷重なし

LOCA時注水機能喪失

7.79

295

配管破断によるジェット荷重

格納容器バイパス(ISLOCA)

7.79

295

事故時荷重なし

津波浸水による注水機能喪失

8.16

298

事故時荷重なし

8.62

302

機械荷重，地震荷重（＊4）

重要事故シーケンス（状態）／建設時設計条件

重要事故シーケンス

建設時設計条件

SA時機械荷重（外荷重）／建設時の機械荷重，地震荷重（ 注 ）圧力は原子炉圧力容器ドーム部の圧力を示す。また，温度は圧力に対応した飽和温度を示す。
（＊4）建設時の機械荷重（外力）はスクラム反力があり，地震荷重は，基礎加速度180Galによって求められた動的・静的震度20

【論点－４】 ＳＡ時の強度評価における設計条件（ＳＡクラス２機器であって、クラス１機器の扱い）（３／６）b） 建設時の強度評価と代表事故シーケンス毎の設計条件の組み合わせを下図に示す。
下図に示すとおり，SA時に考慮すべき代表事故シーケンスはLOCA時注水機能喪失時である。

部位ごとに
特別な荷重
が加わる

21

【論点－４】 ＳＡ時の強度評価における設計条件（ＳＡクラス２機器であって、クラス１機器の扱い）（４／６）② 配管の強度評価（応力計算）の基本的な考え方の整理状況• 下表のとおり，応力計算の体系は同じ（＊1）• 組合せ荷重（＊2）は基本的に死荷重(A)＋圧力(B)＋荷重（C）であり，入力値は異なるが荷重の大きい方を評価することで保守な評価となる。（Ａ＋B＋C の大きい方で評価）• SA時のB項は代表事故シーケンスにて最高使用圧力を超えないことが確認されている。このため，C項の大小により保守的な評価を選定することができる。地震によるエネルギーはジェット反力によるエネルギーより大きく，地震荷重（Ｓｓ）
を用いることは保守的な評価となる見込みである。現在定量的な評価を実施している。

配管

耐震評価（ⅣAS）

比較

SA時の強度評価（Ⅴ）

評価する応力
（＊1）

・１次応力

同様

・１次応力

組合せ荷重
（＊2）

死荷重（A)＝

死荷重（A)

最高使用圧力（B) 8.62 MPa＞

SA時圧力（B) 8.19MPa

地震荷重（Ｓｓ）（C) （＊5）＞

SA時機械荷重（C） （＊5）

22

【論点－４】 ＳＡ時の強度評価における設計条件（ＳＡクラス２機器であって、クラス１機器の扱い）（５／６）（＊5）配管の設計条件における代表性・網羅性について
ａ) 重要事故シーケンス（ＳＡ時の設計条件（Ⅴ））とⅣASの比較
下表の重要事故シーケンスのなかで，LOCA時注水機能喪失は機械荷重（外荷重としてジェット荷重）が生じる状態である。
原子炉停止機能喪失の状態よりも圧力は低いが，ジェット荷重を考慮した場合にはLOCA時注水機能喪失の状態が重要
事故シーケンスのなかで評価すべき応力が大きい。従って，今回の評価では，圧力は重要事故シーケンスを包絡しており，荷重もLOCA時注水機能喪失よりも大きいと見込んでいる地震荷重（Ｓｓ）を使用する評価が可能と考える。
圧力
（MPa）

温度（注）
（℃）

高圧・低圧注水機能喪失

7.79

295

事故時荷重なし

高圧注水・減圧機能喪失

7.79

295

事故時荷重なし

全交流動力電源喪失(長期TB)

8.16

298

事故時荷重なし

全交流動力電源喪失(TBD，TBU)

8.16

298

事故時荷重なし

全交流動力電源喪失(TBP)

8.16

298

事故時荷重なし

崩壊熱除去機能喪失(取水機能喪失の場合)

7.79

295

事故時荷重なし

崩壊熱除去機能喪失(残留熱除去系故障の場合)

7.79

295

事故時荷重なし

原子炉停止機能喪失

8.19

298

事故時荷重なし

LOCA時注水機能喪失

7.79

295

配管破断によるジェット荷重

格納容器バイパス(ISLOCA)

7.79

295

事故時荷重なし

津波浸水による注水機能喪失

8.16

298

事故時荷重なし

今回の評価

8.62

302

地震荷重（＊6）

重要事故シーケンス（状態）

SA時機械荷重（外荷重）／今回の評価（地震加味）（ 注 ）圧力は原子炉圧力容器ドーム部の圧力を示す。また，温度は圧力に対応した飽和温度を示す。
（＊6）地震荷重は設計用地震Ｓｓを用いて評価する。

23

【論点－４】 ＳＡ時の強度評価における設計条件（ＳＡクラス２機器であって、クラス１機器の扱い）（６／６）b） 代表事故シーケンス毎の設計条件と耐震評価（今回の応力評価）の組み合わせを下図に示す。
考慮するSA時の条件は，前述の原子炉圧力容器と同じである。入力地震が大きいため，地震荷重が大きくなり，
耐震評価を行うことで，強度評価を代替することが可能な見込みである。

４．今後の予定
以下について4月中に説明する。
① 原子炉圧力容器のSA時機械荷重（ジェット荷重）を定量的に算出し，建設時の地震荷重がSA時機械荷重（ジェット荷重）より十分に大きく，建設時の設計条件の方が保守的な評価であることを確認する。
② 配管のSA時機械荷重（ジェット荷重）を定量的に算出し，地震荷重（Ｓｓ）がSA時機械荷重（ジェット荷重）より十分に大きく，耐震評価（ⅣAS）の評価を行うことで，より保守的な強度評価を行うことができることを確認する。

24

【論点－５】 ＳＡ環境を考慮したＰＣＶ閉じ込め機能（１／２）
１．概要
原子炉格納容器トップヘッドフランジについて限界温度・圧力（200 ℃，2Pd）における閉じ込め機能の健全性を確認する。
２．確認事項①圧縮永久ひずみ率のデータ拡充による，閉じ込め機能の評価で用いている数値の妥当性を確認する。
②ガスケットの増厚による，閉じ込め機能の評価として実施する開口量評価の裕度を確認する。
３．確認結果確認事項①，②における試験条件は，限界温度・圧力（200 ℃，2Pd）の環境条件を踏まえ，設定した（表１）。
増厚検討の圧縮率は，ガスケットの増厚幅を想定した圧縮率を設定し，試験を実施した。

表１ データ拡充，増厚検討の試験条件
項目

1回の試験の
データ数

試験温度

放射線
照射量

試験雰囲気

試験時間

圧縮率

データ拡充分32※
増厚検討※「安全保護系計器のドリフト評価指針」（ＪＥＡＧ4621－2007日本電気協会）において，統計処理を行う場合のデータ数が， 30個以上とされていることから，32個で実施①データ拡充のための圧縮永久ひずみ試験を実施し，データ拡充前の評価で用いている値（圧縮永久ひずみ率 平均値：16.7％，
平均値＋2σ：22％）に対して，平均値が小さくなるとともに統計的なばらつきが小さくなり，保守的な数値（圧縮永久ひずみ率
平均値：14.9％，平均値＋2σ：16％ ）が得られた（表２）。
データ拡充によって，現状の圧縮永久ひずみ率の設定が妥当であることを確認した。
タング部
高さ

表２ データ拡充の試験結果
項目

データ数

データ拡充前12

データ拡充分32

全てのデータ

44

圧縮永久
ひずみ率

平均値

標準偏差σ

平均値＋2σトップヘッド側フランジ

ガスケット
押し込み量

フランジ
溝深さ

ガスケット
高さ

胴側フランジ
ガスケット

・ガスケット押し込み量＝（ガスケット高さ＋タング部高さ）－フランジ溝深さ
・圧縮率＝（ガスケット押し込み量）／（ガスケット高さ）×100 ％フランジガスケット部詳細図25

【論点－５】 ＳＡ環境を考慮したＰＣＶ閉じ込め機能（２／２）
３．確認結果（続き）②ガスケットの増厚検討を実施するため，増厚分に相当する圧縮率（通常の締付管理時の圧縮率％）で圧縮永久ひずみ試験を実施し，圧縮永久ひずみ率及びガスケットの健全性を確認できたため，増厚が可能であることを確認した（表３） 。
タング部
高さ

表３ 増厚検討の試験結果
増厚幅

データ数

圧縮率

圧縮永久

ガスケットの

ひずみ率

健全性

トップヘッド側フランジ

ガスケット
押し込み量

フランジ
溝深さ

ガスケット
高さ
胴側フランジガスケット

32

・ガスケット押し込み量＝（ガスケット高さ＋タング部高さ）－フランジ溝深さ
・圧縮率＝（ガスケット押し込み量）／（ガスケット高さ）×100％

32

フランジガスケット部詳細図
mm増厚した場合の製作公差等を考慮した開口量評価を実施した結果，現状の評価値の裕度mmに対してmmの裕度を得ることができた。また，mmの増厚による裕度は，原子炉格納容器の設計条件である公称値を用いた開口量評価と同等の値である。このことから，製作公差等を考慮した開口量評価に対する裕度確保に採用する増厚幅はmmとする。（表４）。
- 製作誤差等を考慮した mm増厚時の開口量評価による裕度 ：mm- 公称値を用いた開口量評価による裕度：mm
表４ 増厚検討の試験結果を踏まえた開口量評価結果
評価項目

シール部

公称値

内側

製作公差等を考慮した評価値

内側mm増厚した場合の評価値※

内側

ガスケット
厚さ

押し込み量

圧縮永久

許容

ひずみ率

開口量

開口量

裕度

現状の裕度(mm)と比較
し，裕度が増加するとともに，増厚前の公称値と同等の裕度を確保
・許容開口量＝（押し込み量）×［1-（圧縮永久ひずみ率）／100］
・押し込み量＝［（ガスケット押し込み量）－（シール部公差）＋（熱膨張）］※製作公差等を考慮した評価

26

【論点－６】 MCCI／FCI対策に係る設計 （１/４）
１．概要○東海第二発電所（Mark-Ⅱ型格納容器）の特徴を踏まえ，格納容器の熱的負荷の低減，
MCCI及びSE時のRPV支持機能並びに床スラブでのデブリ保持機能確保の観点から，以下の具体的対応を行う。
※：RPV（Reactor Pressure Vessel：原子炉圧力容器）＜格納容器の熱的負荷低減，MCCI・SEの影響抑制＞

炉 心

RPV破損時のペデスタル水位を1mと設定
原子炉
圧力容器
鉄筋
コンクリート＜MCCIの影響抑制＞
耐侵食性を有するコリウムシールドを設置

ペデスタル

床スラブ平坦化による局所的なデブリ侵食抑制

コリウム
シールド

ペデスタルサンプ排水流路変更（スリット形状）によるサプレッション・プールへのデブリ移行防止

サプレッション・プール

スリット

溶融炉心・コンクリート相互作用（Molten Core Concrete Interaction：MCCI）
水蒸気爆発（Steam Explosion：SE）

1
27

【論点－６】 MCCI／FCI対策に係る設計 （２/４）
２. 確認事項① 工認対象範囲を確認する。
② スリット形状排水ラインの設計に対する妥当性を確認する。
（ＳＡ時にペデスタルへの水の流入が増加した場合において，実機でも１ｍの水位が維持でき確実に排水が行われることをモックアップ試験により確認）

228

【論点－６】 MCCI／FCI対策に係る設計 （３/４）
２. 設計方針（１）工認対象範囲
確認項目
ＳＡ設備

通常運転時

格納容器下部注水系

コリウムシールド

流入配管・弁

－ドレン水の貯蔵機能

サンプへのドレン水
排出機能

ＳＡ時

溶融デブリの冷却水を注入

強度

耐震

○

○

ＭＣＣＩ時のＲＰＶペデスタル・
中間スラブの浸食抑制
デブリ落下前・ＲＰＶペデスタル外からの流入防止機能

○

○

○

○

○

施工性

要目表

その他

○
(主配管)
機能要求は原子炉格納施設の設計条件に関する説明書にて，健全性は原子炉本体の基礎の説明書にて，施工性は補足説明資料にて説明○

流入配管は波及的影響を考慮

デブリ落下後・機能要求なし

ペ
デ
ス
タ
ル
排
水
系

導入管
（スワンネック）

デブリ落下前
・排水機能
排水機能

○

○
導入管の保護及び異物混入防止とし(主配管) て防護柵を設置○

機能要求は原子炉格納施設の設計条件に関する説明書にて，健全性は原子炉本体の基礎の説明書にて，施工性は補足説明資料にて説明

デブリ落下後・機能要求なし
デブリ落下前
・排水機能

スリット

排水機能

○

○

○

○

デブリ落下後・ＭＣＣＩ時のデブリ凝固機能
既設配管
・排水機能
排水配管・弁新設配管（ベント管接続ライン）
・機能要求なし

デブリ落下前・排水機能（既設配管）
デブリ落下後・ペデスタル水の流出抑止

○
(主配管)

3
29

【論点－６】 MCCI／FCI対策に係る設計 （４/４）（２）モックアップ試験
ＳＡ時にペデスタルへの水の流入が増加した場合の排水可否，及び流動状況を把握するためのモックアップ試験を実施する。ペデスタル内に常時１ｍの水位を確保するため，試験を通じ実機でも水位が維持でき，確実に排水が行われることを確認する。

試験装置図

４. 今後の予定① 工事認可範囲を説明する。
② スリット形状排水ラインのモックアップ試験を4月下旬から実施し，設計妥当性の評価結果を5月末に説明する。

430

【論点－６ (補足１)】 溶融炉心対策のためのペデスタルの形状変更① コリウムシールド設置
溶融炉心によるペデスタル床侵食防止のため，耐侵食性に優れたジルコニア（ZrO2）製コリウムシールドを設置② 床スラブ平坦化
溶融炉心の熱負荷を平準化させるため，すべてのサンプをコンクリートで埋め戻して床スラブを平坦化し，その上部に鋼製の床・機器ドレンサンプを設置③ 溶融炉心凝固のための排水流路形状変更
溶融炉心のサプレッショ・プールへの流下防止のため，サンプの排水流路を熱容量の大きい鋼材でスリット形状に変更し，溶融炉心を流路の途中で冷却・凝固させる。
機器ドレンサンプ
炉 心
床ドレン
サンプ

機器ドレン
サンプ

原子炉
圧力容器

床ドレン
サンプ
機器ドレン
排水口

床ドレン
排水口

溶融炉心の
落下を想定
油ドレン
サンプ

ペデスタル

①コリウム
シールド

通常水位1mに管理
床ドレン
サンプ

機器ドレン
サンプ

③縦スリットサプレッション・プール

排水配管

現状

鉄筋
コンクリート③鋼材③横スリット（長さ約4m）②コンクリート
埋め戻しで
床スラブを
平坦化

既設排水配管

形状変更

対策後
5
31

【論点－６ (補足２)】 MCCI／FCI対策に係る設計（ＳＥ影響抑制対策）
１．１ ＳＥ影響抑制対策① ペデスタル内への流入配管に対してペデスタル外側に設置した制限弁を事故時に自動閉止する設計とし，水の流入を制限する。
② 排水路を複数設置し，ペデスタル内に水が流入し得る事象に対して十分な排水量を確保することで，ＲＰＶ破損時のペデスタル内水位1mを確実に達成するとともに，導入管（スワンネック）周囲に柵を設置し異物混入・落下物による閉塞を防止する。
③ ペデスタル内に設置する水位計及び水温計兼デブリ検知器により，ペデスタル水の飽和状態を維持しSE発生を抑制。水位計及び水温計兼デブリ検知器は，デブリ落下状態の不確かさ（少量のデブリがペデスタルに落下する場合）を考慮しても対応できるよう配置する。
②異物防止柵①制限弁（自動閉）②スワンネック（多重化）
1m③水位計及び水温計兼デブリ検知器
ペデスタル床面からの高さ105cm×2個
95cm×2個
50cm×2個
20cm×5個：水位計
0cm×5個：温度計

632

【論点－６ (補足３)】 MCCI／FCI対策に係る設計（ＭＣＣＩ影響抑制対策）
１．２ ＭＣＣＩ影響抑制対策【コリウムシールドの設置】〇 コリウムシールドについては，MCCIの影響抑制のために可能な限り厚さを確保する観点だけでなく，コリウムシールド厚さの増加によるデブリ保有可能量の減少及び水プールとの接触面積の減少によるデブリ冷却性への影響を考慮し，その厚さを15cmに設定する。
（ペデスタル内の設置高さ制限を考慮したうえで，落下する溶融炉心を全量保有でき，かつ，
MCCIの影響も抑制できるように高さ，厚さを設定。）【その他のＭＣＣＩ影響抑制対策】〇 床スラブを平坦化し，局所的な侵食を抑制する。
〇 ペデスタルサンプ排水流路のスリット形状への変更（スリット内でのデブリ凝固）により，サプレッ
ション・プールへのデブリの移行を防止する。
15cm
コリウムシールド
デブリ

スリット形状流路
ステンレス材スリット
スリット入口拡大図

733

【論点－６ (補足４)】 排水配管に対する異物対策 （１/４）

834【論点－６ (補足４)】 排水配管に対する異物対策 （２/４）

想定異物
核計装用
及び照明用等のケーブル（管路含む）

異物による排水性への影響【発生源】ペデスタル内【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル上部には，ケーブルが設置されており，落下の可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
スワンネックは鋼製でサポートに固定されているため破損・転倒する恐れはない。
また，周囲に鋼製の柵を設置することからスワンネックに直接接触することもない。
機器ドレンサンプについては，サンプ自体を十分な強度を有する設計とするため，破損する恐れ
はない。

核計装用
及び照明用等のケーブル（管路含む）

・流入による影響
ケーブルは床に沈降することから，排水性に影響はない。また，何らかの要因で被覆片が生じたとしても，機器ドレンサンプと床ドレンサンプ各々のスワンネックは対向して配置され，かつ前
述の通り各々の周囲を柵にて囲うため，共通要因による排水性への影響はない。

保温材【発生源】ペデスタル外【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下なし／流入あり
ペデスタル床ドレンサンプ内に保温材はない。
重大事故時にドライウェルから格納容器スプレイ水等によって床ドレンの流入経路から持ち込まれる可能性がある。
【影響評価】
床ドレン流入経路の弁を事故後早期に閉に流入を制限することから，排水経路を閉塞させる等，
排水性への影響はない。

935

【論点－６ (補足４)】 排水配管に対する異物対策 （３/４）

塗料片【発生源】ペデスタル内・外【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル内・外の構造物には塗装が施されていることからスワンネックへの落下，床ドレンへ流入する可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
スワンネックを損傷する程の重量はなくスワンネックが破損・転倒する恐れはない。また，同様に機器ドレンサンプへの影響もない。
・流入による影響
塗料片は，底に堆積若しくは水面に浮遊することが考えられるが，スワンネックの排水口を水位1mの中間位置に設定するため，これらの異物がスワンネックの排水口に流入するとは考え難い。
また，重大事故時は格納容器スプレイ水等によってペデスタル外から床ドレンの流入経路を通じて塗料片が多く持ち込まれる可能性があるが，床ドレン流入経路の弁を事故後早期に閉にし，流入を制限することから，排水経路を閉塞させる等，排水性への影響はない。
ス ラ ッ ジ （ 鉄 【発生源】ペデスタル外錆）【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下なし／流入あり
スラッジ（鉄錆）は，床ドレン水によって床ドレンサンプ内に流入し底に堆積する可能性がある。
【影響評価】
スワンネックの排水口を水位1mの中間位置に設定するため，底に堆積した異物が積極的に排水経路に流入するとは考え難い。また，重大事故時は格納容器スプレイ水等によってペデスタル外から床ドレンの流入経路を通じてスラッジが多く持ち込まれる可能性があるが，床ドレン流入経路の弁を事故後早期に閉にし，流入を制限することから，排水経路を閉塞させる等，排水性への影
響はない。

10
36

【論点－６ (補足４)】 排水配管に対する異物対策 （４/４）

サポート【発生源】ペデスタル内【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下なし／流入なし
ペデスタル内にはサポートが設置されているが，十分な耐震性を有する設計とすることから落下しない。
【影響評価】
排水性への影響はない。

照明【発生源】ペデスタル内【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル内には照明が設置されているため，落下の可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
スワンネックは鋼製でサポートに固定されているため破損・転倒する恐れはない。また，周囲に鋼製の柵を設置することから，スワンネックに直接接触することもない。
機器ドレンサンプについても，十分な強度を有する設計とすることから，破損する恐れはない。
・流入による影響
照明は，床に沈降することから，排水性に影響はない。

1137

【論点－６ (補足５)】 水蒸気爆発発生時のコリウムシールドへの影響
１. コリウムシールドの設置構造
MCCIによる侵食影響を緩和するための耐熱材としてペデスタル内にジルコニア製コリウムシールドを敷設する。コリウムシールドは複数分割した部材を敷き詰める構造とし，固定用のボルトやアンカを部分的に使用すること
で，水蒸気爆発時の衝撃による周方向の荷重を分散し，水蒸気爆発による破損を防止する設計とする。

２. コリウムシールド部材の強度
水蒸気爆発によってペデスタルの
床面及び壁面にかかる圧力荷重
は右図のとおり。ジルコニアの圧縮強度は試験によって以上が確認されていることから，コリウムシールドの健全性は維持可能である。

(a)床面荷重最大位置(b)壁面荷重最大位置

1238【論点－７】 強度評価におけるＰＣＶ動荷重の考慮
１．概要
重大事故等時における動荷重を考慮した，原子炉格納容器の健全性への影響を確認する。
２．確認事項①重大事故等時に想定される原子炉格納容器の動荷重を抽出する。
②抽出された動荷重が原子炉格納容器の健全性へ及ぼす影響を確認する。
３．設計方針①重大事故等時に炉心損傷防止シーケンス及び格納容器破損防止
シーケンスで，想定される動荷重を抽出した。

高温の炉心と水の接触による
蒸気等のS/P移行

格納容器
ベント
減圧沸騰

SA時に想定される動的荷重の概要(1) 逃がし安全弁の作動に伴うサプレッション・チェンバへの蒸気放出(2) 原子炉冷却材喪失時のブローダウン過程における高温水・蒸気の放出(3) 高温の炉心（溶融デブリを含む）と水との接触に伴う蒸気等のサプレッション・チェンバへの移行(4) 格納容器ベント時のサプレッション・プール水の減圧沸騰②重大事故等時の動荷重は，サプレッション・チェンバに流入する水，非凝縮性ガス，蒸気の量に依存することから，有効性評価結果に基づき， 設計基準事故時の動荷重に包絡されること等を
確認する。

39

【論点－８】 降下火砕物に対する建屋の健全性
１．概要
降下火砕物に対する建屋の健全性評価において，屋根スラブの剛性を考慮することにより，現実的な状態をもとにした評価結果を確認する。
２．確認事項
原子炉建屋の主トラスについて，発生する応力が許容限界を超えないことを確認する。
３．確認結果
降下火砕物の堆積厚さ50cmの条件の下，主トラスに対する発生応力が許容限界を超えないことを確認した。

原子炉建屋の主トラスの評価結果
部位

発生応力

検定値
スラブ剛性考慮（*）

検定値
スラブ剛性考慮なし

上弦材

圧縮・曲げ

0.26

0.60

下弦材

引張・曲げ

0.77

0.79

斜材

引張

0.79

0.81

束材

圧縮

0.88

0.97
（*）速報値

屋根スラブ

上弦材
束材

原子炉建屋

斜材

下弦材

主トラスの各部位

なお，原子炉建屋の屋根スラブ並びにタービン建屋及び使用済燃料乾式貯蔵建屋の主トラス及び屋根スラブに発生する応力が許容限界を超えないことも確認済40

【論点－９】 鋼製防護壁の止水機構の地震時における追従性（１／７）
１．概要
鋼製防護壁と既設取水路間に設置する止水機構の地震時の追従性について，評価及び実規模大の試験装置を用いた加振試験（以下「実証試験」という。）にて確認する。

図１ 鋼製防護壁の配置図】

図２ 鋼製防護壁の構造と止水機構の位置
表１ 止水機構の目的及び要求機能

＜海側＞

点検用
マンホール

鋼製防護壁

１次止水機構側面水密ゴム

対策設備

止水板押え
止水板

実証試験の
装置範囲

側面戸当り

砂除け

２次止水機構

防衝板

シート
ジョイント
排水溝

底面水密ゴム

底面戸当り

図３ 止水機構全体の概要（構内排水路に接続）

目的／機能要求

１次止水機構・ 浸水防止設備
・ 外郭防護１

鋼製防護壁下部と取水路間の隙間から海
水ポンプエリアへの津波の流入，到達を防
止する。

防衝板
・ 影響防止設備
・ 外郭防護１

１次止水機構の損傷又は保守に伴う取り外し時に，漂流物が２次止水機構に到達することを防止する。

２次止水機構・ 浸水防止設備
・ 外郭防護２１次止水機構からの漏えいを考慮して，海水ポンプエリアへの漏水を防止する。
安全機能への影響確認として，海水ポンプ
エリアへの浸水量評価を実施し，安全機能への影響がないことを確認する。

点検用マンホール
・ 浸水防止設備
・ 外郭防護２１次止水機構からの漏えいを考慮して，鋼製防護壁鋼殻内への漏水を防止する。

41

【論点－９】 鋼製防護壁の止水機構の地震時における追従性（２／７）
２．確認事項地震時の止水機構（止水板）の追従性について，以下に示す事項を解析及び実証試験により確認する。
◆止水板が期待通りに動作すること ◆水密ゴム，その他構成部材が破損しないこと

３．確認状況
（１）解析・試験条件
止水機構の追従性については，二次元及び三次元動的解析並びに実規模大の実証試験（加振試験）により確認する。
①鋼製防護壁の設計における止水機構の解析評価及び実証試験の関係，解析条件は以下のとおり。
表２ 二次元及び三次元動的解析条件の概要
項

目

解析条件等

解析コード

MARC（大規模解析対応非線形解析）

地震動

基準地震動Ｓｓ－Ｄ１，弾性設計用振動Ｓｄ－Ｄ１（余震として設定）

解析ケース

地震時 ， 津波時，津波時＋余震時の３ケース

水密ゴム摩擦係数

常時：0.2（ダム・堰施設技術基準（案）（国交省）
劣化時（閾値確認）：0.2～1.2 （二次元動的解析）

金属間摩擦係数

止水板（ステンレス）と戸当り（ステンレス）：0.4

評価対象部位

底面水密ゴム，側面水密ゴム，止水板接続ゴム，止水板，止水板
押え，底面・側面戸当り，止水板側ガイド，支圧板

評価項目

応力評価，止水板の追従性，水密ゴム摩擦係数閾値確認

許容応力（確認項目）

止水板その他構成部材：弾性設計範囲内であること
水密ゴム：引張り強度，変形量（伸び）

図４ 止水機構の解析評価と実証試験の関係（二次元動的解析モデル）（三次元動的解析モデル）42

【論点－９】 鋼製防護壁の止水機構の地震時における追従性（３／７）②実証試験の試験条件は以下のとおり。
ａ．試験装置止水機構の追従性を確認するため，止水板と止水板を支持する部材については実機設計と同じ構造とする。
・ 止水板は実機設計と同じ大きさ，構造とし，止水板
２枚を止水板接続ゴムで接続
１次止水機構・ 止水板に取り付ける底面及び側面水密ゴムも実機設計と同仕様のものを使用
側面水密ゴムｂ．試験条件試験条件は以下の通り
実証試験の・ 入力地震動：本震 Ｓｓ－Ｄ１
装置範囲
余震 Ｓｄ－Ｄ１
砂除け・ 試験ケース： 本震時及び津波＋余震時
・ 余震時の津波高さ：T.P.＋24m
底面水密ゴム（敷地に遡上する津波を考慮）
・ 水密ゴムの摩擦係数：0.2

点検用
マンホール

鋼製防護壁
止水板押え
止水板
側面戸当り

２次止水機構

防衝板

シート
ジョイント
排水溝
（構内排水路に接続）

底面戸当り

図６ 止水機構全体の概要
止水板押え
止水板
側面戸当り

架構

架構

側面水密ゴム
止水板押え
止水板
底面水密ゴム架台（加振：取水路）

振動台

図５ 実機と同じ仕様部材の部位

振動台

図７ 実規模試験装置のイメージ図43

【論点－９】 鋼製防護壁の止水機構の地震時における追従性（４／７）
ｃ．実証試験における計測項目と判定基準
実証試験においては以下の項目について計測を行い，止水機構の地震時の追従性（期待通りに動作すること，水密ゴム，その他構成部材が破損しないこと）を確認する。以下に実証試験時の計測項目と判定基準を示す。
表３ 実証試験における計測項目と判定基準
項

目

計測項目

判定基準

止水板の地震時の追従性確認◆追従性評価（ビデオ撮影）◆変位計測（レーザー変位計）◆加速度計測（加速度計）◆外観目視検査◆止水板の動作に異常がなく，止水板としての機能が保持されていること。（浮上り固着，止水板の破損・損傷）

水密ゴムの健全性確認◆追従性評価（ビデオ撮影）◆変位計測（レーザー変位計）◆寸法計測◆外観目視点検◆水密ゴムの動作に異常がなく，機能が保持されていること。
（噛み込み，摺動による亀裂，破損，摩耗）◆水密ゴムのライニングに異常がなく，機能が保持されていること。（ライニングの破損，めくれ）

１次止水機構の構成部材の健
全性確認◆止水板，側面戸当り，底面戸当り，止水板押え，架構等の目視点検◆三次元計測による試験装置全体の計測◆装置全体に異常がなく健全であること。（試験装置，部材の変形，損傷等）実証試験の模擬範囲

44

【論点－９】 鋼製防護壁の止水機構の地震時における追従性（５／７）（２）解析状況
鋼製防護壁と取水路はそれぞれ独立した基礎を有することから、加振試験に際して鋼製防護壁と取水路のどちらを加振するかを決定するため，それぞれの構造物を加振した２ケースの試解析を行い加振方法を選定するとともに，合せて，止水板の挙動について評価した。

図９ ケース２：取水路を加振（イメージ図）

図８ ケース１：鋼製防護壁を加振（イメージ図）① 鋼製防護壁を加振するケース１と取水路を加振するケース２における止水板の跳ね上がり高さ（距離）を評価した結果，余震時にはケー
ス１とケース２に有意な差はなかったが，本震時にはケース２の方が止水板の跳ね上がりが大きかった。
これは，取水路を加振した場合の鉛直方向地震動による止水板の突き上げによるものと思われる。
表４ 加振方法の違いによる止水板の浮き上がり量（試解析結果）
加振ケース
ケース１
ケース２

ケース１－１
ケース１－２ケース２－１
ケース２－２

加振施設
鋼製防護壁
取水路

加振波

止水板の跳ね上がり高さ（距離）継続時間

本震（Ｓｓ－Ｄ１）

1.81mm0.15秒

余震（Ｓｄ－Ｄ１）－－

本震（Ｓｓ－Ｄ１）

3.71mm0.24秒

余震（Ｓｄ－Ｄ１）

0.03mm0.10秒② ①より，実規模大の実証試験においては，ケース２の取水路側加振を選択し，実証試験にて止水板の地震時の追従性を確認することとした。
③ なお，別途，止水機構の損傷・保守を想定し，１次止水機構及び２次止水機構がない場合の敷地内浸水量を評価しており，上記の瞬間的な止水板の跳ね上がりによる漏えい量は無視できる程度であり安全上の問題はない。

図１０ ２次元動的解析モデル図45

【論点－９】 鋼製防護壁の止水機構の地震時における追従性（６／７）（ケース１－１：鋼製防護壁側加振 本震時）

（ケース２－１：取水路側加振 本震時）

図１１ 鋼製防護壁側加振時及び取水路側加振時の止水板の跳ね上がり高さ（距離）の比較（本震時の例）

４．今後の予定①引き続き２次元及び３次元動的解析を実施し，実証試験開始前の4月中旬に解析結果を説明する。
②実証試験については，H30年5月上旬までに完了し，5月末に結果を説明する。
＜参考：水密ゴムの維持管理＞
止水機構の水密ゴムの維持管理として，外観点検（摩耗の有無等）及び定期的な硬度測定を実施し，水密ゴムの摩耗や劣化の兆候について傾向を確認していく。

46

【論点－９】 鋼製防護壁の止水機構の地震時における追従性（７／７）＜水密ゴムの摩耗試験結果概要＞

第５１３回審査会合
資料１－３－１再掲

47

【論点－１１】 設置変更許可段階で示した解析用液状化強度特性の代表性及び網羅性
１．概要
設置変更許可段階で示した解析用液状化強度特性の代表性及び網羅性を確認する。
２．確認事項• 設置変更許可段階で示した解析用液状化強度特性と追加取得した液状化強度特性を比較し，解析用液状化強度特性の代表性及び網羅性を確認する。
• 屋外重要土木構造物等の耐震評価において強制的に液状化させることを仮定した影響を考慮する場合に用いる豊浦標準砂の液状化強度特性の保守性を確認する。
D1g-1層の液状化強度試験結果例

1.5

４．今後の予定
液状化強度試験結果を整理し，設置変更許可段階で示した解析用
液状化強度特性の代表性及び網羅性について４月中に説明予定。

設置変更許可段階で示したD1g-1層の液状化強度特性1.0
せん断応力比（τ/σm'）

３．確認結果• 追加取得した液状化強度試験データを３月末で取り纏めた。
• 設置変更許可段階で示した解析用液状化強度特性の代表性及び網羅性を示すデータが順次得られている。

追加取得したD1g-1層の液状化強度試験結果
0.5

豊浦標準砂の液状化強度特性
0.0
0.1

1

10

100

1000

繰返し載荷回数 Nc○

設置変更許可申請時室内液状化強度試験
室内液状化強度試験回帰曲線（平均）
室内液状化強度試験回帰曲線（-1σ）●（-1σ）＝0.346▲

追加室内液状化強度試験■

FLIP（豊浦標準砂）48

【論点－１２】 可搬型設備の耐震性
１．概要
地震時に可搬型設備（車両型設備）の動的・電気的機能が維持できることを加振試験により確認する。

２．確認事項①加振波の床応答スペクトルが保管場所の床応答スペクトルを包絡していることを確認する。
②加振試験時に車両型設備が転倒しないこと及び加振試験後の機能維持に問題ないことを確認する。

３．確認結果①床応答スペクトルの包絡性を下図のとおり確認した。（例：可搬型代替低圧電源車）＜対象車両型設備＞
・可搬型代替注水大型ポンプ
・可搬型代替注水中型ポンプ
・可搬型代替低圧電源車
・窒素供給装置用電源車
・窒素供給装置・タンクローリ
走行直角方向走行方向

鉛直方向②下記項目を確認し，車両型設備の耐震性が維持されることを確認した。（例：可搬型代替低圧電源車）
区分
転倒確認

機能維持確認確認項目

結果・加振試験時＊１に電源車が転倒しないこと

良・外観点検を行い，機能に影響する損傷＊２や燃料漏えい等がないこと

良・電源車の電気的機能＊３が維持されていること

良・電源車の自走機能に問題がないこと

良＊１：実際の保管状態を模擬し，竜巻固縛装置（余長150mm）を設置した条件で加振試験を実施＊２：ボルト・ナットの緩み，操作盤の変形，蓄電池の充電電圧低下等＊３：定格運転で異音・異臭等の異常がないこと，電圧・周波数・温度等のパラメータが正常値であること

可搬型代替低圧電源車の加振試験の様子

49【論点－１３】 機器の動的機能維持評価（１／３）
１．概要
ＪＥＡＧ4601の適用範囲外であるスクリュー式ポンプ及びギヤ式ポンプが地震時に動的機能維持できることを確認する。地震時の動的機能維持の評価は，（社）日本電気協会 電気技術基準調査委員会の下に設置された原子力発電
耐震設計特別調査委員会（以下「耐特委」という。）により取り纏められた類似機器における検討をもとに実施する。
表１ 評価対象設備と参考とする機種／型式
評価対象

機種／型式

・非常用ディーゼル発電機燃料移送ポンプ
・高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機燃料移送ポンプ・常設代替高圧電源装置燃料移送ポンプ

横形ポンプ
スクリュー式・緊急時対策所用発電機給油ポンプ

横形ポンプ＊１
ギヤ式

参考とする
機種／型式

横形ポンプ
単段遠心式

＊１ 先行プラントで耐特委での検討を踏まえた評価実績がある。

図１ スクリュー式ポンプ外形図

図２ スクリュー式ポンプの構造概要50

【論点－１３】 機器の動的機能維持評価（２／３）
２．確認事項①設備の特徴に基づき，損傷モード（要因及び現象）に応じて評価対象部位が適切に抽出されていることを確認する。
②評価対象部位が地震時に健全性（動的機能維持）を確保できることを確認する。
３．評価方針①評価対象部位を適切に抽出するため，設備の特徴を踏まえて地震時異常要因分析図を作成する。（図３）②地震時の動的機能維持が確保できることを確認するため評価対象部位の健全性評価を行う。（表２）

図３ スクリュー式ポンプの要因分析図51

【論点－１３】 機器の動的機能維持評価（３／３）
表２ スクリュー式ポンプの評価対象部位及び評価項目
評価対象部位

評価項目の検討① 基礎ボルト（取付ボルト含む）

基礎ボルトで固定された架台上に機器が取付ボルトで設置されており，地震時に有意な荷重がかかることから動的機能維持の評価を実施する。
支持脚部は，高い剛性を有するためにケーシング定着部に荷重がかかる構造になっており，取付
ボルト及び機器ボルトが評価上厳しい部位である。このため，基礎ボルト及び取付ボルトの評価で代表する。
軸系（主ねじ）について，軸変形によりスリーブ部と接触することで回転機能及び輸送機能が喪失に至ることが考えられるため，動的機能維持の評価を実施する。

② 支持脚③④⑤ 摺動部

計算書の
評価対象
○
－
○

④ 軸系

軸応力過大により軸損傷が発生しないことを確認するため，動的機能維持の評価を実施する。

○⑥ 逃がし弁弁に作用する最大加速度が，安全弁の動的機能維持確認済加速度以下であることを確認する。

○⑦ メカニカルシール

高い剛性を有するケーシングに固定されており，地震時に有意な変位が生じない。また軸封部は軸受近傍に位置し，軸は地震時でも軸受で支持されており，有意な変位は生じることはなく，軸封部との接触は生じないため評価対象外とする。

－

⑧ 軸受

損傷することによりポンプの機能喪失につながるため，動的機能維持の評価を実施する。

○

⑨ 電動機

機能維持済加速度との比較により動的機能維持の評価を行う。

○

⑩ 軸継手

軸継手にはスラスト荷重による有意な応力が発生しないため評価外とする。

－⑪ ケーシングノズル

吸込，吐出部は直接ケーシングに接続する構造で，ノズル形状を有さないため評価外とする。

－

４．今後の予定抽出した評価対象部位の地震時の動的機能維持に問題ないことを確認し４月末に説明する。

52

【論点－１４】 スタンドパイプの耐震評価（１／３）
１．概要
スタンドパイプの耐震評価に適用する極限解析の解析モデル（１本モデル）の妥当性を示すとともに，極限解析の保守性について確認する。
２．確認事項① 極限解析の解析モデル（１本モデル）の妥当性について追加解析により確認する。
② 極限解析の保守性について1/3スケール試験により確認する。
３．確認結果
① 極限解析モデル（１本モデル）の妥当性を確認するため，スタンドパイプの構造の特徴を考慮して，以下に示す追加解析を実施
ａ． 解析モデル本数の違いによる影響確認
スタンドパイプ１本をモデル化した時の荷重が，実機と同じ全225本をモモデル化した時の荷重よりも保守的であることを確認した。

図１ スタンドパイプ概要図
表１ スタンドパイプ１本モデルと２２５本モデルの荷重比較

荷重（モーメント）
図２ １本モデル（建屋機器連成解析モデル）

図３ ２２５本モデル（ＦＥＭモデル）

１本モデル

２２５本モデル10.6 kN・m ＊１

8.5 kN・m ＊２＊１ 連成解析モデルから得られた荷重を２２５本で除した値を記載＊２ ２２５本モデルから得られた最大荷重を記載

53

【論点－１４】 スタンドパイプの耐震評価（２／３）
ｂ． スタンドパイプ取付位置の違いによる影響確認
スタンドパイプは鏡板形状のシュラウドヘッドに取り付けられているため，スタンドパイプ取付位置の違いによる影響（斜めに取付く影響）を評価し，取付位置の違いによる影響がないことを確認した。
最外周位置のスタンドパイプ

中心位置のスタンドパイプ

表２ スタンドパイプの取付位置の違いによる裕度の比較

周方向
リング
方向

中心
方向

スタンドパイプ
取付位置

水平力及びモーメント負荷方向許容応力状態

裕度※

中心位置

―

ⅣＡＳ

1.134

中心方向

ⅣＡＳ

1.144

リング方向

ⅣＡＳ

1.151

周方向

ⅣＡＳ

1.142

最外周位置

※崩壊荷重の下限値（Pcr）／地震荷重（最外周位置）

図４ スタンドパイプ断面図（中心位置）

図５ 解析モデル

最外周位置の方が鏡板に斜めに取付くことにより，中心位置と比べ荷重を受け持つ溶接線の長さが増加するため，裕度が上がる傾向となる。

ｃ． スタンドパイプの長さによる影響確認
実機のスタンドパイプ長さ約1.6m～2.5mに対する解析モデル長さ1.0mの妥当性を確認するため，解析モデル長さを1.5ｍとした場合の影響を評価した結果，有意な差がないことを確認した。引き続き，解析モデル
長さを2.0ｍ，2.5ｍとした場合の追加解析を行いデータを補完する。
表３ スタンドパイプ長さの違いによる裕度の比較
スタンドパイプ長さ

許容応力状態

裕度※

1.0m

ⅣＡＳ

1.134

1.5m

ⅣＡＳ

1.140

※崩壊荷重の下限値（Pcr）／地震荷重

1.5ｍ
1.0ｍ

図６ 今回工認解析モデル 図７ 影響評価モデル（スタンドパイプ長さ1.0ｍ） （スタンドパイプ長さ1.5ｍ）

54

【論点－１４】 スタンドパイプの耐震評価（３／３）② 極限解析の保守性を確認するため，1/3スケールの引張り試験を実施
1/3スケール試験による極限解析の結果，極限荷重で得られる許容荷重よりも，実機材料の耐力が高いことから，極限解析は保守性を有していることを確認した。
表４ 1/3スケール試験の試験体仕様
試験後の状態試験結果（実機材料の耐力）

崩壊荷重の下限値（Pcr）

表５ 1/3スケール試験結果
モーメント （kN・m）
極限解析で得られる許容荷重44.75※

試験結果（実機材料の耐力）

69.93※許容荷重は崩壊荷重の下限値（Pcr）を0.9倍した値

図９ 試験結果と極限解析結果の比較

図８ 1/3スケール試験状況

４．今後の予定
追加実施中の解析モデル長さの影響確認（解析モデル長さ2.0ｍ及び2.5ｍ）結果について４月下旬に説明する。

55

東海第二発電所 工事計画において実施する試験について(1/2)

56

東海第二発電所 工事計画において実施する試験について(2/2)

57