日時：平成１９年６月５日（火）１０：００～１２：３０

場所：経済産業省別館１１階１１２０共用会議室

主査

纐纈一起

委員

今村文彦、入倉孝次郎、神田順、北川　良和、高島賢二、高橋智幸、翠川三郎

纐纈主査

それでは、委員の先生方おそろいのようですので、定刻からやや早いんですけれども「耐震・構造設計小委員会地震・津波ＷＧ」を開催いたしたいと思います。

まず、事務局から定足数の確認をお願いいたします。

川原耐震安全審査室長

本日は、御多用中にもかかわらず御出席いただきましてありがとうございます。当ＷＧの定足数でございますが、委員１１名に対しまして過半数でございますので、６名となっております。ただいまの出席委員は８名でございますので、定足数を満たしてございます。

それと、委員には事前に御案内させていただいているところでございますけれども、政府全体として「夏季の軽装」を６月１日から９月28日まで実施してございます。このため、この期間中に開催されますＷＧ、委員会につきましては、ノーネクタイ、ノー上着とさせていただきたいと思いますので、何卒御理解いただければと思います。先生方におかれましても、軽装に御理解の上、御協力いただければ幸いでございますので、よろしくお願い申し上げます。以上でございます。

纐纈主査

それでは、定足数に達しているということですので「耐震・構造設計小委員会地震・津波ＷＧ」を開催いたします。

まず、事務局から配付資料の確認をお願いいたします。

川原耐震安全審査室長

それでは、資料の確認をさせていただきたいと思います。

（省略）

纐纈主査

それでは、議事に入らせていただきます。

最初の議題は「（１）志賀原子力発電所の耐震安全性に関する北陸電力株式会社からの報告について」です。まず、事務局から説明をお願いいたします。

川原耐震安全審査室長

それでは、志賀の北陸電力からの報告について説明させていただきます。

本日、紹介させていただく報告書でございますが、この前のＷＧで報告書を説明させていただいたわけでございますが、今回のものはそれに追加して、この６月１日に報告されたものでございます。

前回の報告におきましては、原子炉建屋内の重要な施設についての能登半島地震に対する耐震安全性の確認結果でございましたが、今回は、原子炉建屋より外にある重要な施設の確認結果について追加報告が行われたものでございます。

当院といたしましては、今後とも、提出された報告書につきましては、ＷＧ及び小委員会におきまして委員の御意見を聞きながら厳正に確認してまいりたいと考えております。

さて、その資料でございますけれども、Ｗ３－１と別紙１になっております。それと、パワーポイントの資料を用意してございます。これらの資料の詳細な説明につきましては事業者から行っていただきたいと思っておりまして、主査に事前に御了解いただいているところであります。

それでは、ただいまから説明に入りたいと思いますので、北陸電力から説明をお願いしたいと思います。

説明者（中井）

北陸電力土木部長の中井でございます。３月２５日に発生しました能登半島地震につきまして、観測した地震動が志賀原子力発電所の基準地震動Ｓ_２を長周期側の一部周期で超えている部分がございましたが、当該周期帯には安全上重要な施設がないこと、また、地震観測記録に基づき、原子炉建屋及び原子炉建屋内の安全上重要な機器について検討した結果、弾性範囲内に十分収まっていることを確認し、結果を４月１９日に「能登半島地震を踏まえた志賀原子力発電所の耐震安全性確認について（報告）」として原子力安全・保安院に報告しております。

そして、６月１日に、前回４月の報告時点で確認が終了していなかった他の建屋の安全上重要な機器・配管及び長周期側の主要施設について、検討結果を追加報告として原子力安全・保安院に提出しております。本日は、その追加報告の内容について報告させていただきます。前回及び今回の一連の検討から、能登半島地震を踏まえても志賀原子力発電所の耐震安全性は十分確保されていることが確認できたと考えております。

それでは、原子力部部長の山崎から御説明をさせていただきますので、よろしくお願いいたします。

説明者（山崎）

それでは「能登半島地震を踏まえた志賀原子力発電所の耐震安全性確認について（追加報告）」を御報告申し上げます。

前回の報告では、このように保安規定に基づく施設の保安確認や岩盤における観測記録に基づく耐震安全性評価、原子炉建屋での観測記録に基づく原子炉建屋、機器・配管の耐震健全性の確認を実施しました。

今回は、それに加えまして、主要施設の耐震健全性の確認ということで、１、２号機タービン建屋、海水熱交換器建屋内の安全上重要な機器・配管について及び１、２号機の排気筒について検討を加えました。また、固有周期が長周期である主要施設の耐震安全余裕の確認ということで、１、２号機のタービン建屋内の原子炉補機冷却水系配管、１、２号機の排気筒について検討した結果を御報告申し上げます。

（ＰＰ）

今回の追加報告の中身でございますけれども、１、２号機のタービン建屋、海水熱交換器建屋内の安全上重要な機器・配管と排気筒について検討を加えております。

（ＰＰ）

「３．主要施設の耐震健全性」のうち「３．１今回耐震健全性の確認を行った対象施設」につきましては、１号機につきましては、タービン建屋の基礎版上にございます原子炉補機冷却水系配管、海水熱交換器建屋の地下１階・地上１階にございます原子炉補機冷却水系熱交換器やポンプ、配管について検討を加えております。また、排気筒についても同様の検討を行っております。

２号機につきましては、系統構成が若干異なっておりますので、配管・機器の名称が若干異なっておりますけれども、検討をした機器の内容につきましては同じでございます。同様に排気筒についても検討を行っております。

（ＰＰ）

「３．２主要施設の耐震健全性確認の流れ」でございますけれども、敷地地盤における観測記録を基にはぎとり波を算出しております。これにつきましては前回御報告したとおりでございまして、それを基にしまして地盤応答を解析モデルに入力し、揺れを算出して、機器、排気筒の健全性の確認を行っているということでございます。

（ＰＰ）

「３．３はぎとり波の加速度波形と応答スペクトル」について、前回報告しましたけれども、こういうものでございます。一部の周期帯でＳ_２を超えているというものでございます。

（ＰＰ）

「３．４機器・配管の耐震健全性確認の流れ」について、これから御説明申し上げますけれども、はぎとり波を用いまして、タービン建屋、海水熱交換器建屋の揺れを算出し、各階の最大加速度及び床応答スペクトルを算出します。

（ＰＰ）

算出に当たりましては、はぎとり波を解放基盤表面に入力し、一次元波動論により、建屋の基礎面に入ります入力波を求め、基礎版上の最大加速度・床応答スペクトルを求めております。

（ＰＰ）

海水熱交換器建屋についても、同様に、はぎとり波を解放基盤表面に入力しまして、一次元波動論により建屋底面の入力波を求めておりますけれども、海水熱交換器建屋につきましてはほとんどが埋め込まれており、側面ばねを考慮しますので、側面ばねに入力する波も求めております。それで各階の最大加速度・床応答スペクトルを求めております。

（ＰＰ）

これが、解析から求まった床応答スペクトルでございます。１号機タービン建屋のＮＳ方向、ＥＷ方向について記載してございます。赤と緑が設計に用いましたＳ_２とＳ_１の応答結果です。青が今回の解析によって求まった結果でございます。

（ＰＰ）

これが、２号機のタービン建屋の床応答スペクトルの例でございます。

（ＰＰ）

同様に、これが１号機海水熱交換器建屋の地下１階と地上１階の床応答スペクトルのＮＳ方向について記載してございます。ここに機械がございます。

（ＰＰ）

これはＥＷ方向です。

（ＰＰ）

これは、２号機のＮＳ方向のものです。同様に、地下１階、地上１階に機械がございますので、床応答スペクトルを表示しております。

（ＰＰ）

ＥＷ方向の床応答スペクトルでございます。

（ＰＰ）

このように求まりました各階の最大加速度・床応答スペクトルを基にしまして、機器・配管の固有周期に応じまして健全性を確認しております。

まず、0.05秒以下の、いわゆる「剛」な機械につきましては、各階の最大加速度を設計時の最大加速度と比較しております。

それから、0.05秒を超えるものにつきましては、各階の床応答スペクトルから発生応力を算出しまして、発生応力とＳ_１許容値との比較を行うことによって、機器・配管の耐震健全性の確認を実施しております。

（ＰＰ）

結果でございますけれども、はぎとり波による地震応答解析から求まったそれぞれの機器・配管に発生した応力が、基準地震動Ｓ_１に対する許容値以下であり、弾性範囲に十分収まっているということを確認しております。

（ＰＰ）

これが結果でございます。いわゆる固有周期が0.05秒以下の「剛」な機械につきましては、各設置床のはぎとり波による加速度と、設計に用いました静的な震度を比べておりますけれども、それぞれ見ていただきますと、十分小さな値となっております。したがいまして、静的震度3.6Ciから求まる加速度を下回っているという結果でございます。

なお、タービン建屋には固有周期が0.05秒以下のいわゆる「剛」な安全上重要な機械はございませんので、ここでは記載しておりません。

（ＰＰ）

固有周期が0.05秒を超える機器・配管につきましての結果でございます。

１号機のタービン建屋には、原子炉補機冷却水系配管、高圧炉心スプレイディーゼル補機冷却水系配管がございますけれども、これらはいずれも発生応力がＳ_１の許容値を下回っております。

また、２号機につきましても、同様にＳ_１の許容値を下回っているということで、タービン建屋内の機械につきましては、Ｓ_１の許容値に十分収まっているということでございます。

（ＰＰ）

続きまして、これが海水熱交換器建屋の解析結果でございまして、原子炉補機冷却海水ポンプと、高圧炉心スプレイディーゼル補機冷却海水ポンプについて書いてございますけれども、発生応力が非常に小さい値となっております。

残りの配管につきましても、こういうような発生応力になっておりますが、ポンプにつきましては、地震によるものよりも、回転機器であることから振動を抑えるという意味合いで、十分なアンカーボルトが設置してあるということで、これはアンカーボルトの評価点ですけれども、発生応力が十分小さな値となっております。

（ＰＰ）

２号機の海水熱交換器建屋についても同様な結果となっておりまして、１号機、２号機のタービン建屋、海水熱交換器建屋内にありますＡ、Ａｓクラスの機器につきましては、基準地震動Ｓ_１に対する許容値以下ということで、弾性範囲に十分収まっているということがわかりました。

（ＰＰ）

続きまして「３．７排気筒の耐震健全性確認の流れ」でございますけれども、同様にはぎ取り波の方から評価しました地盤の応答を解析モデルに入力しまして、排気筒の揺れを求めます。そして、曲げモーメントを算出しまして、設計時の値と比較するということです。

曲げモーメントを基にしまして、発生応力を算出し、発生応力と許容座屈応力度との比較を行い、排気筒の耐震健全性を確認しております。

（ＰＰ）

排気筒につきましても、同様にはぎとり波を解放基盤表面に入力し、一次元波動論により排気筒基礎部の入力波を求め、応答解析を実施しております。

（ＰＰ）

「３．８排気筒の耐震健全性の確認結果」でございますけれども、はぎとり波による地震応答解析から求まった曲げモーメントは、設計時に考慮した曲げモーメント以下であり、発生する応力は許容座屈応力度以下ということから弾性範囲に十分収まっているという確認をしております。

今回の地震を踏まえても、排気筒の耐震健全性は確保されているということがわかりました。

（ＰＰ）

これが、解析しました曲げモーメントの比較でございますけれども、赤がＮＳ方向、緑がＥＷ方向について記載してございます。

はぎとり波による地震応答解析から求まった曲げモーメントにつきましては、設計時に考慮しました風荷重とか、静的地震力とか、Ｓ_１の応答から求まる曲げモーメント以下でありまして、弾性範囲に十分収まっているということを確認しております。

（ＰＰ）

また、曲げモーメントから発生応力を求めまして許容座屈応力度との比較を行っておりますけれども、許容値138.7Ｎ／ｍｍ^２に対して発生応力が33.7Ｎ／ｍｍ^２、２号機につきましては42.1Ｎ／ｍｍ^２ということで、十分、許容座屈応力度以下ということで、弾性範囲に収まっているという確認をいたしております。

（ＰＰ）

以上が、健全性の確認結果でございます。

続きまして、今回の地震が一部の周期帯でＳ_２を超えたということから、固有周期が長周期である主要施設の耐震安全余裕の確認を行っております。対象範囲につきましては、１、２号機のタービン建屋内の原子炉補機冷却水系配管、１、２号機の排気筒について実施しております。

（ＰＰ）

まず、検討に用いました地震動の応答スペクトルを策定し、模擬地震波を作成しております。

（ＰＰ）

これが、検討に用いた地震動の応答スペクトルと模擬地震波でございます。今回の地震動を上回る地震動を想定して、検討に用いた地震動というものをつくっております。

この黒い実線で示したものが、それの加速度応答スペクトルを示しております。この加速度応答スペクトルに基づきまして模擬地震波を作成した結果がこれでございます。

この地震波を用いて、今回は原子炉補機冷却水系配管について検討を行っております。また、排気筒についても行っております。それぞれの機器・施設の固有周期を以下に示しております。

（ＰＰ）

「４．３原子炉補機冷却水系配管の耐震安全余裕確認の流れ」ですけれども、今までの流れと同様でございまして、検討に用いた地震動から評価した地盤応答を解析モデルに入力します。それを基にしまして基礎版上の応答スペクトルを求め、それから発生応力を算出しております。

今度は、発生応力とＳ_２の許容値との比較を行い、耐震安全余裕の確認を行っております。

（ＰＰ）

「（１）地震応答解析の概要（２号機タービン建屋の例）」ですけれども、今回は検討に用いた地震動、いわゆる模擬地震波ですけれども、これを解放基盤表面に入力しまして、一次元波動論により建屋の入力波を求めております。

（ＰＰ）

その結果、求まった１号機タービン建屋の基礎版上での応答スペクトルを以下に示しております。ＮＳ方向、ＥＷ方向は以下のようです。

（ＰＰ）

それから、２号機タービン建屋の基礎版上の応答スペクトルを示しております。これを用いまして配管の解析を実施しております。

（ＰＰ）

解析結果でございますけれども、検討に用いた地震動による１、２号機タービン建屋の床応答スペクトルを基に算出した加速度から求めた、１、２号機の原子炉補機冷却水系配管に発生する応力は、基準地震動Ｓ_２に対する許容値以下ということがわかりました。

したがいまして、検討に用いた地震動を踏まえても原子炉補機冷却水系配管は耐震安全余裕を有しているということがわかりました。

（ＰＰ）

これが、原子炉補機冷却水系配管の耐震安全余裕の確認結果でございます。上が１号機、下が２号機でございます。今回はＳ_２の許容値と発生応力との比較を行っております。Ｓ_２の許容値に対して十分小さい値となっているというのがわかります。２号機についても同様でございます。

したがいまして、原子炉補機冷却水系配管に発生した応力は基準地震動Ｓ_２に対する許容値以下であり、耐震安全余裕を有しているということがわかりました。

（ＰＰ）

続きまして「４．６排気筒の耐震安全余裕確認の流れ」でございますけれども、これも同様な手法でもって入力を求め、解析を実施しております。

（ＰＰ）

同様に、検討に用いた地震動を解放基盤表面に入力し、一次元波動論により排気筒基礎部に入ります入力波を求めております。

（ＰＰ）

その結果でございますけれども、検討に用いた地震動による地震応答解析から求まった各要素の発生応力は、円筒各要素の許容座屈応力度以下ということで、検討に用いた地震動を踏まえても排気筒は耐震安全余裕を有しているということがわかりました。

（ＰＰ）

検討に用いた地震動による曲げモーメントを以下のように示しております。これが１号機、こちらが２号機でございます。

ここに、排気筒の要素部材の絵がございますけれども、この要素ごとに座屈の評価を行って安全性を確認しているというわけです。

（ＰＰ）

これが、曲げモーメントから求めました発生応力と許容座屈応力度の比較について書いてございます。１号機、２号機ともに、この２８番という要素番号のところが一番厳しい発生応力となっておりますけれども、曲げモーメントを基に求めた各要素の発生応力は、円筒各要素の許容座屈応力度以下であり、耐震安全余裕を有しているということがわかりました。

（ＰＰ）

まとめでございますけれども、前回の報告分も含めまして御報告申し上げます。

地震発生直後から保安規定に基づき、施設の保安確認を実施し、耐震安全上問題となる異常のないことを確認しました。

以下に示す施設の耐震健全性が確保されていることを確認しました。原子炉建屋、原子炉建屋内の安全上重要な機器・配管、タービン建屋内の安全上重要な配管、海水熱交換器建屋内の安全上重要な機器・配管、それから、排気筒でございます。

更に、長周期側で今回の地震動を上回る地震動を想定しまして、固有周期が長周期である、以下に示す主要施設について耐震安全余裕を有していることを確認しました。１つはタービン建屋内の原子炉補機冷却水系配管、もう一つは排気筒でございます。

以上でございます。

纐纈主査

ただいま御説明がありました資料につきましては、施設の構造評価に関わるものでありますので、今後、耐震・構造設計小委員会の構造ＷＧにおける詳細な検討にお任せしたいと思いますが、本ＷＧにおいても御質問等がございましたらお願いいたします。いかがでしょうか。

高島先生、どうぞ。

高島委員

２０番を出していただけますか。

（ＰＰ）

上の表なんですけれども、静的地震力が3.6Ciですね。ＥＬ＋11.3ｍのＲＣＷポンプのＮＳ、ＥＷの値が違う理由は何故でしょうか。

説明者（山崎）

はぎとり波の方の角度がですか。

高島委員

3.6Ciで、ＮＳが７１７、ＥＷが７６６になっていますね。方向で違う理由は何なんでしょうかということなんです。

説明者（小竹）

これは当然、Ａｉ分布を基にしてやっておりますので、剛性の分布が異なってまいります。そこで厳密な意味での3.6Ciの分布形が変わってまいりますので、今回のこのレベルでは値が異なっている。最下階では当然同じになりますけれども、上では分布系が変わりますので値が異なっているということでございます。

高島委員

できれば、根拠の資料をもって説明していただきたいです。

説明者（小竹）

わかりました。それでは、分布形とともにお示しするようにいたします。

高島委員

それから、４１ページです。

（ＰＰ）

１号機、２号機筒身の設計は同じですね。

説明者（小竹）

はい。筒身そのものの設計は、１号機、２号機、全く同じでございます。

高島委員

Ｓ_１地震動も一緒ですね。

説明者（小竹）

同じでございます。

高島委員

今の絵というのは、地震力のうちＳ_１とはぎとりの大きい方のエンベロップと風荷重ですね。

説明者（小竹）

そうでございます。

高島委員

特に上半分の辺りですか、モーメントが違う理由は何ですか。

説明者（小竹）

１号機と２号機、筒身は同じでございますけれども、設置している地盤が若干異なりまして、２号機の方はＶsが６００ｍ／ｓなんですけれども、若干やわらかい地盤を挟んでいるということで、２号機の方が入力が大きくなっております。

高島委員

わかりました。

そういうことを、是非、説明していただかないと、見ている上でとても非能率なんです。地盤のモデルは２号機の説明しかなかったですね。是非、そういうところは配慮願いたいです。

説明者（小竹）

わかりました。

高島委員

以上です。

纐纈主査

北川先生、どうぞ。

北川委員

確認なんですけれども、長周期がオーバーしているというのは0.6～0.7秒ぐらいですね。そうしますと、それを考慮して応答結果が安全であったということを言われたんですが、建屋、配管系、地盤、すべての相互作用というか、トータルで考えたときに、逆に言うと0.6～0.7秒の間でピークの出るようなものはないというふうに考えてよろしいんでしょうか。

説明者（山崎）

この箇所に、固有周期を持つ機械はございませんが、念のためということで検討に用いた地震動を設定して検討したということです。

北川委員

どうもありがとうございました。

纐纈主査

ほかにいかがでしょうか。

それでは、本日、各委員から御指摘あった点も踏まえて、今後、更に引き続き御検討いただければと思います。

それでは、次の議題に入らせていただきます。次の議題は「（２）新耐震指針に照らした中部電力（株）浜岡原子力発電所３号機及び４号機の耐震安全性について」です。まず事務局から説明をお願いいたします。

川原耐震安全審査室長

まず、本日審議していただく内容について説明させていただきたいと思います。

まず、机上資料として置かせていただいております紙ファイルの１の資料でございますが、評価手法・確認基準の本ＷＧでの抜粋を見ていただきたいと思います。

それの３ページ、４ページにありますように、本日お願いしたい事項は○を付けております、「海洋プレート内地震の検討用地震の選定及び地震動評価」という項目と、最後の８ページにあります、津波の想定及び数値シミュレーション、安全性評価について詳細に説明させていただきたいと思っております。資料といたしましては、地震Ｗ３－３と地震Ｗ３－４です。

そのほかの資料として、地震Ｗ３－２と地震Ｗ３－５という資料がございます。これはこれまで先生方からいただいた御指摘の一部について回答を用意いたしました資料でございます。

先生方には、紙ファイルの確認基準に目を通していただきながら、御意見をいただければと思っております。

また、報告書についてはドッジファイルにとじてございますので、適宜御参照いただければと思います。

それでは、浜岡につきまして説明に入りたいと思います。中部電力株式会社より御説明の方をお願いしたいと思います。

説明者（尾之内）

中部電力の尾之内と申します。よろしくお願いいたします。

先ほど紹介がありましたとおり、本日の当社の資料は４つございます。そのうち、初めの２つが地震動関係の資料です。

まず最初の地震Ｗ３－２は、先ほど紹介がありましたとおり、前回までにいただいたプレート間地震に関する指摘に関連する内容となっております。この資料を、まず最初に渡部より御説明いたします。

説明者（渡部）

中部電力の渡部と申します。よろしくお願いいたします。

地震Ｗ３－２「敷地ごとに震源を特定して策定する地震動の検討のうちプレート間地震の地震動評価（補足説明）」について説明をさせていただきます。

１ページめくっていただきまして、目次の方に２つほど項目がございます。「I．『想定東海地震』に『東南海地震』及び『南海地震』が連動する場合の敷地の地震動について」を説明させていただきます。

それから「II．経験的グリーン関数法による地震動評価結果の周波数特性について」といったことで、２項目説明をさせていただきます。

１ページめくっていただきまして、最初に説明させていただきますのが「I．『想定東海地震』に『東南海地震』及び『南海地震』が連動する場合の敷地の地震動について」です。

「１．はじめに」です。プレート間地震の検討用地震の地震動評価におきましては、中央防災会議と同様に、検討用地震としまして、想定東海地震に加えて、想定東海地震が東南海地震と連動した場合の想定東海・東南海地震、更に南海地震と連動した場合の想定東海・東南海・南海地震についても選定して、地震動評価を行ってございます。

想定東海地震に東南海地震及び南海地震が連動する場合の敷地での地震動について、当社の評価結果と中央防災会議の評価結果を比較して説明いたします。

「２．中央防災会議と当社の評価結果の比較」です。プレート間地震の検討用地震の基本的な震源要素による断層モデルを図１に示すということで、２ページ目の資料をごらんください。こちらはプレート間地震の検討用地震の基本的な震源要素による断層モデルの図になります。

一番上の想定東海地震につきましては、中央防災会議と同様に、破壊開始点を２か所考慮しております。敷地の北側から破壊が伝播する破壊開始点１と、敷地の西側から破壊が伝播する破壊開始点２の２ケースになります。

それから、真ん中の２連動、一番下の３連動につきましては潮岬付近を破壊開始点とします、いずれも敷地西方から破壊が伝播するケースとなってございます。

１ページ目に戻っていただきますと、２．の２つ目のパラグラフを説明させていただきます。当社が実施したプレート間地震の検討用地震の断層モデルを用いた地震動評価では、統計的グリーン関数法を用いたハイブリッド合成法により評価を行ってございます。一方、中央防災会議におきましては、統計的グリーン関数法単独で地震動評価を行ってございます。ここでは、当社の評価結果のうち、ハイブリッド合成前の統計的グリーン関数法による地震動評価結果と比較を行ってございます。なお、当社の統計的グリーン関数法による地震動評価につきましては、地盤構造モデルに敷地近傍の調査結果を反映して評価を行っております。

実際に比較した図を、時刻歴波形につきまして図２～４ということで３～５ページ目、最大加速度振幅の比較を表１ということで６ページ目に、それから、応答スペクトルの比較を図５～７ということで７～９ページ目に示しております。

３ページ目をごらんいただけますでしょうか。この図２ですけれども、左側半分が中央防災会議、右側半分が当社による評価結果の時刻歴波形になっております。上から順番に、想定東海地震の破壊開始点１、２番目が破壊開始点２、その下が２連動、一番下が３連動の順に並んでございます。

この３ページ目の図２がＮＳ成分、４ページ目の図３がＥＷ、５ページ目の図４がＵＤの比較になってございます。

４ページ目の図３を用いまして、中央防災会議と当社の結果を比較して説明いたします。上から２～４番目の波形につきましては、敷地の西側から破壊が伝播するケースで、想定東海地震に東南海地震、南海地震が連動する場合の検討結果となります。

上から２番目の波形を見ますと、中央防災会議も当社も比較的大きい振幅が２回ほど生起するような、類似した波形となってございます。

２連動、３連動ということで、上から３番目と４番目の波形につきましては、東海地震に対しまして先行する波と後続する波が付け加わっておりまして、主要動の形状は東海地震単独と類似したような形状になってございます。これは震源の遠い東南海地震あるいは南海地震による敷地への影響が小さいことによるものと考えております。

最大加速度の生起時刻を見ますと、中央防災会議による結果につきましては上から２番目の波形ですけれども、破壊開始点２になりますが、２回目に振幅レベルが大きくなるところで最大値が発生しております。それに対しまして、中央防災会議の２連動、３連動ではより早い時刻に振幅レベルが大きくなるところで最大値が発生しております。

当社の場合の結果ですけれども、どのケースでも早い時刻に振幅レベルが大きくなるところで最大値が生起されております。これは想定東海地震に東南海地震及び南海地震が重なる際の波の位相が同じ方向に重なっていた場合は最大値は大きくなり、逆方向に重なる場合は最大値が若干小さくなるといったことが原因であると考えられます。

続きまして、最大加速度振幅の一覧表の説明に移らせていただきます。資料の方は６ページの表１になります。こちらの値は、左側半分が中央防災会議による最大加速度の値の一覧、右側半分が当社の結果の一覧になってございます。

中央防災会議による結果では、上から２番目から４番目を見ますと、想定東海地震に比べまして２連動、３連動はＮＳ、ＥＷでは若干小さくなっておりまして、ＵＤ成分では多少大きくなってございます。

当社の場合ですと、どの成分も想定東海地震に比べまして２連動、３連動が若干大きくなってございます。これは先ほども御説明しましたけれども、想定東海地震の最大加速度生起時刻に、東南海地震及び南海地震が重なる際に位相が同じ方向に重なるか、あるいは反対方向で重なるかによって多少大きくなったり小さくなったりするといったことが原因であると考えております。

続きまして、応答スペクトルの比較図の説明に移らせていただきます。７～９ページ目が応答スペクトルの比較図になります。７ページ目が、図５でＮＳ成分、８ページ目がＥＷ成分、９ページ目がＵＤ成分の比較になってございます。左側半分が中央防災会議による結果、右側が当社による結果になってございます。

８ページ目の図６で説明させていただきます。こちらはＥＷ方向の結果になっております。

この結果を見ていただきますと、右側半分が当社の結果になってございますけれども、青い線が想定東海地震の破壊開始点１、それに対しまして、赤が破壊開始点２、オレンジ色が２連動、黄色が３連動といった結果になっておりまして、赤、オレンジ、黄色といったことで、敷地西方から破壊するケースを比べますと、赤の想定東海地震破壊開始点２、(2)の線ですけれども、これをベースとしまして、ある周波数帯域でところどころ、(3)、(4)といった２連動、３連動の結果が多少上回っているような結果になってございます。

そういうことで、応答スペクトルにつきましても先ほどと同じように、想定東海地震に東南海地震、南海地震が加わる場合に、位相が同じ方向に重なる場合あるいは逆方向によるものといった影響で多少大きくなったりするといったことは考えられると思っております。

引き続きまして「II．経験的グリーン関数法による地震動評価結果の周波数特性について」の説明に移らせていただきます。

１ページ目の「１．はじめに」を説明させていただきます。プレート間地震の検討用地震ですけれども、想定東海地震と２連動、３連動につきまして、断層モデルを用いた評価としましては、経験的グリーン関数法を用いたハイブリッド合成法及び統計的グリーン関数法を用いたハイブリッド合成法により地震動評価を行ってございます。

本資料は、両手法による応答スペクトルの周波数特性の差の原因及び経験的グリーン関数法の要素地震として用いた地震観測記録の信頼周波数帯域についてとりまとめた資料になってございます。

「２．経験的グリーン関数法と統計的グリーン関数法のフーリエスペクトルの比較」に移ります。想定東海地震の経験的グリーン関数法を用いたハイブリッド合成法及び統計的グリーン関数法を用いたハイブリッド合成法ですが、その応答スペクトルを図１に示します。３ページ目になります。

こちらの図を見ていただきますと、青から水色で示した応答スペクトルが経験的グリーン関数法による結果になります。それから、赤から黄色の暖色系で示した応答スペクトルが統計的グリーン関数法、いずれもハイブリッドですけれども、その結果になります。

ここの周期１～２秒付近で、経験的グリーン関数法の応答スペクトルが統計的グリーン関数法に比べて振幅レベルが小さくなってございます。0.6秒付近も同じく、多少、振幅レベルは小さくなってございます。

次に、フーリエスペクトルについて御説明いたします。４ページ目をごらんいただけますでしょうか。

図２は、想定東海地震の経験的グリーン関数法単独による地震動評価結果の速度フーリエスペクトルになります。図３が、同じく想定東海地震の統計的グリーン関数法単独の手法の速度フーリエスペクトルの図になります。こちらの両図を比較しますと、経験的グリーン関数法の評価結果の周期１～２秒、それから、0.6秒付近で統計的グリーン関数法の評価結果に比べて振幅レベルが小さくなってございます。

１ページ目に戻らせていただきます。２．の３つ目のパラグラフになります。経験的グリーン関数法の要素地震としまして想定東海地震の震源域に用いております駿河湾北部の地震の観測記録のはぎとり波の応答スペクトルを図４に、時刻歴波形を図５に、速度フーリエスペクトルを図６に示します。

ページが前後して申し訳ございませんが、５ページ目をごらんいただけますでしょうか。こちらの図４が駿河湾北部の地震のはぎとり波の応答スペクトルになります。図５が時刻歴波形ということで、Ｒａｄｉａｌ、Ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅ、ＵＤ成分になります。

６ページ目をごらんいただけますでしょうか。図６は、この要素地震の速度フーリエスペクトルになります。実線がＲａｄｉａｌ成分で、破線がＴｒａｎｓｖｅｒｓｅ、水平成分のベクトル和を赤色で示しております。

こちらには、凡例といたしまして、ある振幅レベルでフラットなラインを引きまして、それより振幅レベルの小さい範囲を図示しております。この図によりますと、これを用いました地震動評価結果と同様に、周期１～２秒付近及び0.6秒付近で他の周期成分に比べて振幅レベルが多少小さくなるようなところがございます。

１ページ目に戻らせていただきます。下から２つ目のパラグラフになります。これらの結果から「したがって」ということで、経験的グリーン関数法による地震動評価結果の応答スペクトルの振幅レベルが周期0.6秒及び１～２秒付近で若干小さくなる原因としまして、要素地震の周波数特性が反映されたものと考えられる。

なお、想定東海・東南海地震及び想定東海・東南海・南海地震の地震動評価結果の応答スペクトルにも、これと同様の傾向が認められますが、これらの地震は想定東海地震の震源域による影響が支配的であるため、同様の結果になったものと考えてございます。

続きまして「３．要素地震の信頼周波数帯域について」の説明に移らせていただきます。

２ページ目をごらんいただけますでしょうか。プレート間地震の経験的グリーン関数法の評価に用いておりますのは、想定東海地震には、先ほどから説明しておりますとおり、駿河湾北部の地震を用いております。東南海・南海地震につきましては、震源域近傍で発生しました愛知県東部の地震を要素地震として用いております。

これらの駿河湾北部の地震のはぎとり波の応答スペクトルと時刻歴波形は、先ほど図４と図５に示しております。同じく、駿河湾北部の地震の観測記録の加速度フーリエスペクトルを図７ということで７ページに、それから、愛知県東部の地震のはぎとり波の応答スペクトルと時刻歴波形を図８及び図９ということで８ページに、観測記録の加速度フーリエスペクトルを図１０ということで９ページ目に示しております。

７ページ目のフーリエスペクトルをごらんください。
上からＲａｄｉａｌ、Ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅ、ＵＤの加速度フーリエスペクトルになります。この観測記録の加速度フーリエスペクトルから、高周波数側及び低周波数側のノイズの影響を考慮しまして、図に破線で示します0.2Ｈｚから１５Ｈｚを信頼周波数帯域と考えまして、観測記録をバンドパスフィルターで処理した上で、経験的グリーン関数法による地震動評価に用いております。

低周波数側の信頼周波数の限界ですけれども、図の左側になりますが、フーリエスペクトルの振幅レベルが、周波数が小さくなるにつれて徐々に小さくなっておりまして、振幅レベルの落ち込みがなくなりまして平坦になる周波数を低周波数側の信頼限界周波数としまして、0.2Ｈｚとしました。

高周波数側につきましては、図の右側になりますが、こちらも同様にフーリエスペクトルの振幅レベルが、周波数が大きくなるにつれて徐々に小さくなっておりまして、振幅レベルの落ち込みがなくなり平坦になり、パルス的なノイズが発生する周波数の限界を高周波数側の信頼限界周波数としまして、１５Ｈｚといたしました。

経験的グリーン関数法の地震動評価の応答スペクトルの周期１～２秒で振幅レベルが小さくなってございますが、地震観測記録から長周期側は５秒までが信頼周期となっております。ですから、この落ち込んでいる周期帯域を含めて適切に地震動評価がされていると考えております。

それから、こちらの図の方ですけれども、先ほどの加速度フーリエスペクトルが入力分解能を示してございます。それぞれ図の一番下に入力分解能を記載しております。７ページ目の駿河湾北部の地震で0.04ガル、９ページ目の愛知県東部で0.4ガルとなっておりまして、観測記録の加速度レベルが駿河湾北部で６～７ガル程度、愛知県東部で２０あるいは１５ガル程度といったことで、十分評価ができるレベルの記録が採取されていると考えてございます。

説明は以上になります。

纐纈主査

それでは、ただいま御説明ありました資料につきまして御質問等がございましたらお願いいたします。

神田先生、どうぞ。

神田委員

中央防災会議の統計的グリーン関数法と地震動評価の比較ということで、３～４ページに時刻歴波形が並べて書いてあるわけですが、この上から３段目の想定東海・東南海地震と２つ連動した場合の例に限って、主要動の部分の発生の時間がずれているように見えるんですけれども、ほかは大体そろったところに出ているように見えるんですが、これは破壊開始点の設定とか、あるいは時間の表示が少しずれているとか、何か理由があるんでしょうか。

説明者（尾之内）

破壊開始点につきましては、中央防災会議の条件を詳細にいただいておりますので、一致はしていると思います。

あと、時刻につきましては、当社の場合ですと、破壊が始まる時刻をゼロとして、横軸に時間軸を表示しております。中央防災会議も多分そうだと思うんですが、そこは詳細にはわかりません。

神田委員

ほかの比較がほぼ対応しているのに、そこだけ１０秒か１５秒ぐらいずれているように見えるものですから、ちょっと気になりまして御質問させていただきました。

纐纈主査

ほかにいかがですか。

翠川さん、どうぞ。

翠川委員

７～９ページにかけてスペクトルの比較がございますけれども、これは微妙に両者の結果が違っていて、これの原因というのは、要するに用いた地盤構造モデルが違うというようなお話だったと思うんですけれども、それで説明できるものなのでしょうか。

説明者（尾之内）

地盤構造につきまして、地震基盤以浅の地盤構造を中央防災会議はかなり粗目に３層に区分しておりまして、当社の場合は、その倍の６層に区分しております。そこら辺の地震基盤から解放基盤表面までの増幅特性の差で見ておりますので、それで説明できると考えております。

翠川委員

例えば、２つの地盤モデルから予想される地盤の増幅特性の比較とか、もしそういうものも見せていただけたらと思います。

説明者（尾之内）

そのような検討はしておりますので、次回以降にお見せしたいと思います。

纐纈主査

ほかにいかがでしょうか。

入倉先生、どうぞ。

入倉委員

神田先生の質問をもう一度はっきりさせておきたいんですけれども、４ページの図の上から３番目です。これは想定東海・東南海地震の場合、破壊開始点を紀伊半島沖に持っていったことによって遠くなりますので、後ろに主要動がずれる。だから、中央防災会議のものはそれでいいと思うんですけれども、この中部電力の計算は時間がちょっとずれているのではないんでしょうか。

説明者（尾之内）

補足させていただきます。その前の２ページに破壊開始点の図がございますけれども、その破壊開始点が２連動の場合、潮岬よりも東側にあります。これが３連動、一番下の図ですと潮岬のちょうど南側ということで、破壊開始点が２連動と３連動では３連動の方が遠ざかります。

そういうことを把握しておりまして、その差が当社の波形の時間軸がずれるのと一致しているのではないかと当社は考えておりますが、中央防災会議の方は、逆にこのずれが出ていないです。

それで、いただいた波形はそのままにしておりますので、中央防災会議の方がそこら辺の破壊開始点の差を処理されてから提供いただいたという可能性があると考えております。

今のでよろしかったでしょうか。

入倉委員

単なる直感ですので、ほかに調べていただきたいと思うんですけれども、やはり連動の場合、紀伊半島沖に破壊開始点となると遠くなりますから、主要動が上の東海地震と比較してみてそのままずれてくる方が自然だと思うんです。だから、まさに中央防災会議のものは自然だと思うんです。

今、言われたことは確かにあるかもしれませんけれども、それはごくわずかなことで、時間軸の取り方が気になります。神田先生の御指摘は、やはりもう一度チェックしていただいた方がいいのではないかと思います。

説明者（尾之内）

それでは、時間軸の取り方はもう一度確認して出します。

入倉委員

もう一つ、経験的グリーン関数法と統計的グリーン関数法の違いについて、御報告のとおりだと思うんですけれども、その原因は図５、後ろの方の５ページに経験的グリーン関数法として使った１９９５年の駿河湾北部地震と１９９７年の愛知県東部地震の記録の性質に、当然のことながら、経験的グリーン関数法は依存してしまうんです。今の説明だと、はぎとってからグリーン関数にしているんですか。

ちょっと気になるのは、この２つの波形を見て、クリアーなのは、まず駿河湾沖のところで、周期0.6秒ぐらいで落ち込みがあるという御指摘は、愛知県東部でも同じ落ち込みが出ているんです。もう１つの１～２秒の、これは余りクリアーではないんですけれども、基本的に似たような落ち込み、同じフーリエ変換で比較できればよかったので、これは私もなかなか比較しにくいんですけれども、少なくとも、この２つの地震は違うけれども似たようなスペクトルを持っているということは、通常は地震の性質と言ってしまうんですけれども、地震の性質よりも、やはり観測されたところの影響の方が大きいのではないか。少なくとも、今日これを見せていただいた限りは、それの方が大きいような気がします。

この落ち込みが出るというのは、多くの場合、要するにはぎとりのときの問題で、はぎとりするというのは落ち込みを減らすための操作がはぎとりなんですけれども、そういう効果が全然表れていない。勿論、地盤によるから一概に言えないし、また、この落ち込みが単に地下の、要するに一次元的な構造ではなくて二次元的な構造による可能性もありますので一概には言えないですけれども、やはり地盤の性質の可能性というのは否定できないのではないかという気がします。そうすると、経験的グリーン関数法の評価は少し変わってきますので、そこを御検討いただきたいと思います。

説明者（尾之内）

この後に説明します海洋プレート内地震で、もう１つ別の要素地震を使っておりまして、そこの応答スペクトルには余り極端にそういうのは見られませんので、そこはまた説明させていただきます。

纐纈主査

ほかにいかがでしょうか。

最後、私から１点指摘させていただきます。７ページの図５の右側の応答スペクトルの比較の図ですが、これを見ると、想定東海地震単独の破壊開始点２と想定東海・東南海地震、想定東海・東南海・南海地震、３つのスペクトルがほぼ完璧に一致するということを示していて、これは普通ではないと思います。ですので、何か間違っていないか。

例えば、想定東海・東南海地震の場合の東海の部分の波形と、東南海の部分の波形を別々に提示していただいて、それぞれの応答スペクトルを出していただくようにお願いいたします。

説明者（尾之内）

承知いたしました。別々に波形を示すことはできますので、次回以降、お示しさせていただきます。

纐纈主査

ほかにいかがでしょうか。

それでは、地震Ｗ３－２の審議はここまでとしたいと思います。

続いて、海洋プレート内地震の検討用地震の選定及び地震動評価についてということで、地震Ｗ３－３について説明をお願いいたします。

説明者（尾之内）

それでは、尾之内が説明いたします。

この資料のタイトルは「敷地ごとに震源を特定して策定する地震動の検討のうち海洋プレート内地震の検討用地震の選定及び地震動評価」となっておりますが、海洋プレート内地震につきましては前回、確認基準のうちの地震の分類に関する内容につきましてはプレート間地震と併せて前回説明しております。この資料には、後段の検討用地震の選定及び応答スペクトル、断層モデルを用いた手法による地震動評価に関する内容について、報告書の別冊から抜粋し、補足してまとめてあります。

２ページの文章の一番最初のところでありますのが「１．１．海洋プレート内地震の検討用地震の選定」ということです。

次の３ページの図で説明いたします。敷地周辺の状況なんですけれども、下の方の凡例の一番上の、南海トラフにほぼ直行する２本の太い破線が上の図で示されております。これはＹａｍａｚａｋｉほかによる東南海スラブの境界線です。前回も説明いたしましたけれども、フィリピン海プレートには、この紀伊半島中央部から南東に伸びる線に不連続構造が、あと、伊勢湾東岸から南東に伸びる線に断裂が存在し、それらが東南海スラブの西側と東側の境界になっていると指摘されておりまして、トラフ軸付近の沈み込む海洋プレート内地震につきましては、紀伊半島南東沖の地震がこの辺りで最大の規模であるんですけれども、その本震が、この西側の方の不連続構造の付近で発生したと推定されております。そういうことで、この地震を同一スラブの中で、より敷地に近い東側の方のトラフ軸の近傍に想定しまして、遠州灘沖の想定沈み込む海洋プレート内地震としました。

また、もう一方のやや深い方の沈み込んだ海洋プレート内地震としましては、敷地付近で発生した活断層との関連がない。あと、プレート間地震であるという根拠、津波等の根拠が示されていないという地震のうち、最大規模の天正１７年駿河遠江の地震、戦国時代の地震ですけれども、これを想定しました。前回説明したとおりでございます。

この２つにつきまして大小を比較するわけですけれども、それが４ページでございます。応答スペクトルの比較を行っております。

下の方に凡例がございますが、(1)と(2)につきましては、紀伊半島南東沖の地震については敷地での地震観測記録が得られておりますので、これをＮｏｄａほかの距離補正の関係により距離補正して、遠州灘沖の想定沈み込む海洋プレート内地震の敷地での応答スペクトルを求めました。

あと、天正１７年駿河遠江の地震。これは歴史地震ですので観測記録はございませんので、Ｎｏｄａほかの式により敷地での応答スペクトルを求めました。後の方の沈み込んだ海洋プレート内地震につきましては観測記録が多数得られておりまして、Ｎｏｄａほかに対して補正をかけることができましたので、この観測記録による補正を行っております。

この図によりまして、沈み込むの方は、長周期側はやや大きくなっておりますけれども、そこを除きますと、全面的にスラブ内の方が大きいということで、天正１７年駿河遠江の地震、(3)の方を検討用地震として選定いたしました。

５ページにありますのは、再掲なんですけれども、上の表が検討用地震選定に用いた海洋プレート内地震の諸元で、マグニチュードと等価震源距離。下の表は検討用地震の選定結果ということでございます。

その次の６ページ、地震動評価に移ります。地震動評価につきましては、改訂指針に従いまして「応答スペクトルに基づいた地震動評価」及び「断層モデルを用いた手法による地震動評価」の双方を実施しております。

その際には、応答スペクトルの評価手法は適切なもの、断層モデルを用いた手法についても適切なもの、更に最新の知見に基づいたパラメータを設定いたしました。

また、震源の不確かさの考慮に当たっては、要因分析を行った上で、敷地に大きな影響を与えると考えられるパラメータに対して不確かさを考慮しました。この不確かさの考慮が７ページの表にございます。

上の方から「基本的な震源要素」、その後「震源の不確かさの考慮」として巨視的、微視的、その他とございます。

一番上の「基本的な震源要素」の欄にありますけれども、１つ目の○です。敷地付近の、地震発生様式が不明な既往最大規模の歴史地震、これは天正１７年駿河遠江の地震ですが、これを沈み込んだ海洋プレート内の地震とみなしまして、まず、その原位置に考慮し、基本的な震源要素として設定しました。

その下の方の「震源の不確かさの考慮」としての「巨視的断層パラメータ」の欄にあるんですけれども、右の方の２つ目のポツ、震源位置の不確かさとして、敷地下方に震源断層を設定しておりまして、これを敷地下方の想定スラブ内地震と名付けました。

その下の「微視的断層パラメータ」につきましては、アスペリティの位置を敷地に最も近い位置に配置。あと、アスペリティの面積、応力降下量、すべり量等につきましては巨視的パラメータに不確かさを考慮した、近くに持ってきたということで考慮できているのではないかと考えました。

また「その他のパラメータ」のうち、破壊開始点につきましては、アスペリティの破壊が敷地に向かう、まさに真下から向かってくる方向と設定しました。破壊伝播速度は、それらの影響よりも小さいと考えられるため考慮しませんでした。

こういうような不確かさの考慮を考えました。

８ページが地震動の検討ケースの一覧ですけれども、ただいま説明したとおりの再掲になっておりますので、割愛いたします。

９ページが「１．２．１．応答スペクトルに基づいた地震動評価」です。

１行目から、確認基準の要件にありますのが、解放基盤表面の地震動として評価できること、震源の拡がりが考慮できること、敷地における地震観測記録を用いて諸特性が考慮できること、水平・鉛直両方向の地震動が評価できるということから、Ｎｏｄａほかの方法を用いております。

また、さっきも選定段階でも使っておりますけれども、この海洋プレート内地震につきましては、観測記録が幾つか得られておりますので、それに基づく解放基盤表面相当位置の応答スペクトル、はぎとり波の応答スペクトルを求めまして、それをＮｏｄａほかによる応答スペクトルとの比を求めまして、それを補正係数としてＮｏｄａほかの結果に乗じております。

１０ページが、この観測記録に基づく補正係数でして、上が水平方向、下が鉛直方向。ほぼ全周期帯にわたって１～２の間にあります。

１１ページは、検討用地震として設定しましたスラブ内地震の断層モデルです。

一番上の図がキープランになっております。天正１７年駿河遠江の地震の原位置というのは敷地から北北東の方向で、２０ｋｍ強離れておりましたけれども、これを真ん中の図にあるとおり、敷地下方に想定しました。

また、一番下の図にありますけれども、断層面の上端深さはプレート境界面の深さとしまして、深さ方向の幅につきましては右の方にあります11.2ｋｍと設定しております。

あと、アスペリティを、まさに敷地に一番近い上端の方に置きまして、破壊開始点を中央の下方からアスペリティの破壊が敷地に向かう方向としております。

その次の１２～１３ページが、まず応答スペクトルに基づいた地震動評価結果で、応答スペクトルですので破壊開始点は関係ありませんが、この応答スペクトルによるものでして、Ｎｏｄａほかは、原式は折れ線なんですけれども、観測記録による補正を行っていますので、波なみとなっております。

あと、この際にはＸｅｑ、等価震源距離が出ておりますけれども、これにつきましてはアスペリティを考慮して算定しております。

１３ページが、同じく鉛直動です。

次に１４ページ「１．２．２．断層モデルを用いた手法による地震動評価」の説明です。これは、確認基準では要素地震として適切な観測記録がある場合には経験的グリーン関数法を用いるということになっております。

１行空白を置いて、その下に書いてあるんですけれども、要素地震として、想定する震源断層の近くで海洋プレート内地震の記録が得られております。静岡県中部の地震（２００１年、Ｍ5.3）が同じような方向にありますので、その敷地における観測記録を用いて、経験的グリーン関数法を用いたハイブリッド合成法により評価しております。

１５ページは、この要素地震の諸元と断層パラメータでして、真ん中辺りに震源深さがありますけれども約３０ｋｍ、右の方で応力降下量が50.5ＭＰａと評価しております。

１６ページが、先ほど要素地震として用いたはぎとり波の、上が応答スペクトル、下が時刻歴波形でして、これも先程の最初の地震と同じＢ地点で取れた観測記録で、同じようなはぎとり地盤を使っているんですけれども、この上の方の応答スペクトルの結果には先ほど見られたような落ち込みは出ませんでした。

あと、下の方が時刻歴波形でして、
上からＲａｄｉａｌ、Ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅ、ＵＤ方向となっております。

１７ページが、先ほどの資料と同じような、要素地震として用いた、これは、はぎとり前の観測記録の加速度フーリエスペクトルです。上から、同じくＲａｄｉａｌ、Ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅ、ＵＤということで、これは有効周波数帯域、左の方の低周波数の帯域につきましては同じようなところで、あと、右側の高周波数の帯域につきましては、これはクリアーに下がり続けておりますのは、タイトルの真上に書いております入力分解能が0.01ガルということで収録装置のリプレースを行っておりまして、Ａ／Ｄ変換を上げておりますので、ここは刻みが細かくなっておりますけれども、有効周波数帯域としましては同じ0.2～１５Ｈｚ、周期で言いますと0.067～５秒です。この周波数を有効とみなしまして、バンドパスフィルター処理をしまして、要素地震として用いております。

１８ページは「敷地下方の想定スラブ内地震」の断層パラメータです。

上から３分の１ほどのところに「モーメントマグニチュード」という欄がございまして、モーメントマグニチュードは6.7と書いてございます。これはもともと歴史地震、天正１７年の気象庁マグニチュードがＭ6.7だったということで、これをモーメントマグニチュードＭｗと同じとみなしまして地震モーメントを求めまして、その次にもう一つ、計器観測開始以降に、１９３５年静岡地震というスラブ内地震が発生しておりまして、この断層面が文献に与えられております。この地震の気象庁マグニチュードがＭ6.4ということで、これを同じくモーメントマグニチュードと同じとみなしまして地震モーメントを求めたということで、この２つの地震の地震モーメントの比の３分の１乗によりまして、断層長さと断層幅を１９３５年の地震の方をベースにして求めております。

また、下の方に「アスペリティ」とか「背景領域」とかがありますけれども、このアスペリティの面積比は約２０％と設定しておりまして、応力降下量につきましては25.6ＭＰａということで、これはプレート間地震の２１ＭＰａよりやや大きい値となっております。

１９ページは、理論的手法に用いた地盤構造モデルです。左の方の上端深さで3.34ｋｍのところが地震基盤と考えておりまして、Ｖ_Ｐが5.0ｋｍ／ｓ、Ｖsが2.81ｋｍ／ｓの層です。

あと、５ｋｍ以深につきましては、理論的手法において細分化して設定しているものでして、この深いところにつきましては備考欄の３つの文献を参考に設定したということを前回説明させていただきました。

あと、この3.34ｋｍ、５ｋｍより浅いところにつきましては当社のＰＳ検層の結果及び敷地を含む人工地震探査の結果により、中央防災会議と変えて設定しているというところでございます。

２０ページが、断層モデルによります評価結果の水平動です。

２１ページが、同じく鉛直動です。これらはハイブリッド合成法によっております。

２２ページに、ハイブリッド合成に用いたマッチングフィルターの形状を示しております。これは、接続周波数はプレート間地震と違います。経験的グリーン関数法と理論的手法によるフーリエスペクトルの比較を行いまして、これにつきましては1.5Ｈｚ、周期でいきますと0.67秒を接続周期としておりまして、この上にありますようなフィルターによりまして処理を行っております。その結果、これよりも長周期側では理論的手法の結果、0.67秒辺りよりも長周期では理論的手法の結果が採用されております。

２３ページ以降につきましては、応答スペクトルの比較で、ハイブリッド合成前と合成後を示しておりまして、上の方が２つありますけれども、下につきましては接続周期0.7秒を境にしまして１つに合体されております。

最後に、２６ページ「１．２．３．地震動の妥当性確認」です。これにつきましては、確認基準では断層モデルを用いた手法による評価結果については、応答スペクトルによる結果との比較・検討を行って、妥当性を確認するということとなっておりますので、Ｎｏｄａほかによる応答スペクトルを再掲して比較を行っております。

２７ページが水平動で、２８ページが鉛直動です。２７ページでは、Ｎｏｄａほかは(3)の太い実線です。これによりますと、断層モデルの結果の方がやや大き目になっております。これは等価震源距離にアスペリティを考慮はしたんですけれども、やはりアスペリティの位置の効果というのが断層モデルによる方が大きく出たのではないかと考えております。

あと、２８ページは鉛直動で、(2)の方がＮｏｄａほかの結果なんですけれども、これはほぼ同等になっていると考えております。

以上で説明を終わります。

纐纈主査

どうぞ、今の御説明に関して御質問・御議論等をお願いいたします。

どうぞ。

今村委員

７ページに不確定性の考え方がありまして、真中ぐらいにアスペリティの面積に関する欄があります。右の方に「巨視的パラメータに不確かさを考慮することで間接的に考慮」と書いてありますが、これは恐らく面積のことではないかと思いますが、いかがでしょうか。

また、後半にアスペリティに関する事項もありますが、多くは２割という設定をされていると思いますが、ここの表示はそのアスペリティの設定についての意味が取れないので、説明していただけますか。

説明者（尾之内）

「巨視的断層パラメータ」と書いてありますのは、全体の面積等を大きくしているとかという意味ではありませんで、全体の面積につきましては先ほど、本当はＭ6.4の地震が確定しているスラブ内地震で、Ｍ6.7の地震は、やや不明ではあるけれども、海洋プレート内とみなしましたということで、全体の規模も大きく取っているわけですけれども、それよりもここで示しておりますのは、近くに持ってきた、敷地下方に近づけた効果の方が大きくなるだろうという意味合いで書かせていただいております。

纐纈主査

よろしいでしょうか。

入倉先生、どうぞ。

入倉委員

応力降下のばらつきを出す考え方で、ここで、今、言われた面積のばらつきから持ってくるというのは一つの考え方でありますけれども、より直接的なのは、むしろ観測量としてわかっているのは、もう一つのやり方としてモーメントと加速度レベルの関係、それから、今、アスペリティの面積を出すという方法をやられていますので、それと比較して大きい方を取るとかというようなことをしていただいた方が、今の質問に対して直接的な答えになるのではないかと思います。

説明者（尾之内）

検討いたします。

纐纈主査

ほかにいかがでしょうか。

翠川さん、どうぞ。

翠川委員

９ページの「１．２．１.応答スペクトルに基づいた地震動評価」で、等価震源距離を計算するときにアスペリティのことも考慮されたというお話だったんですが、例えばディレクティビティーの影響ですとか、これは低角断層ですから、上盤効果とかそういったようなものが最近言われていて、距離減衰式に取り込まれるということがあるんですが、その辺りはどういうふうに考慮されているんでしょうか。

説明者（尾之内）

Ｎｏｄａほかの式を使っておりますので、Ｎｏｄａほかではディレクティビティーの効果を表現するＮＦＲＤ効果、Ｎｏｄａほかによりますディレクティビティー効果につきましては、距離が離れておりますので、考慮しておりません。

翠川委員

ただ、最近の研究ですと、Nodaほかのもの以外にいろいろなものが出ていて、例えばＮＧＡ、Next Generation Attenuation Relationshipをアメリカでもやっていますけれども、幾つか距離減衰式が出ていますので、そういったようなものを少し横目でにらみながら、ここで計算されたものの妥当性というものを確認された方がよろしいのではないかと思います。

纐纈主査

最新の知見を入れるというのは新耐震指針の思想ですので、検討をよろしくお願いいたします。

説明者（尾之内）

それでは、調べて検討いたします。

纐纈主査

ほかにいかがでしょうか。

それでは、最後に私から１点指摘させていただきます。１６ページの２００１年静岡県中部の地震の件ですが、現地調査でも指摘させていただきましたが、この地震は実は２つの地震が重なっております。３段目のＵＤ成分を見ていただくと、１２秒ぐらいにＰ波が来ていますが、その後、１７秒後に別の地震のＰ波が来ています。

それから、例えば一番上のＲ成分を見ていただくと、２０秒ぐらいにＳ波が来ていますが、２７秒ぐらいに別の地震のＳ波が来ています。ですので、基本的には位相が合って重なっていれば安全サイドですので審査上問題ないと思いますが、先ほどの東海・東南海の連動のように位相がずれて、重なって、かえって危険サイドになる可能性もないとは言えませんので、その点の確認をして説明を加えるように、次回はよろしくお願いしたいと思います。

説明者（尾之内）

海洋プレート内地震につきましては、プレート間地震が支配的ということで、そこに包絡されることを確認するということにこれは使っているわけですけれども、今、指摘いただいた事項について確認いたします。

纐纈主査

それでは、続いて、津波の安全性について、地震Ｗ３－４及び地震Ｗ３－５について説明をお願いいたします。

説明者（東川）

それでは「地震Ｗ３－４」と右肩に打ちました資料の方で、まず「津波に対する安全性」の説明をさせていただきます。中部電力の東川と申します。よろしくお願いいたします。

それでは、資料をめくっていただきまして、１ページの方から御説明させていただきます。

１ページでございますが、想定津波による水位変化の原子炉施設への影響を評価しまして、原子炉施設の安全性に問題とならないこと、また、津波による二次的な影響についても評価して、問題とならないことを確認するという評価方針を記載させていただいております。

２ページに移りまして「２．評価方法」でございますが、こちらの方は既往津波の発生状況等を考慮して津波を想定しまして、既往津波の痕跡高の再現性の検討を踏まえて断層モデルを設定します。設定した想定津波の断層モデルに係る不確かさを考慮しまして数値シミュレーションにより評価用の津波水位を求めまして、その水位に対する施設への影響を評価します。評価に当たりましては、取水設備の水理特性による水位変動の影響も考慮するということで、本日の御説明はここまででございまして「また」以降の津波に伴う砂移動等の水位変動以外の事象に対しましては次回以降のＷＧで御説明させていただきたいと思いますので、御了承願います。

それでは、具体的な説明の方に入らせていただきますが、３ページの「３．津波の想定」でございます。津波の想定に当たりましては、敷地周辺の既往津波の被害状況、プレート境界付近における津波の発生状況、海域の活断層及び遠地津波を考慮してございます。

まず、近地津波でございますが、４～５ページに主な既往の近地津波として、東海地方沿岸に影響を及ぼしました近地津波の一覧を示しております。これらを抽出しまして、６～７ページに痕跡高の一覧がありますが、こちらは先ほどの選び出したものから房総半島から熊野灘に至る間で痕跡高の得られているものをまとめたものの表でございます。

これらの痕跡高の得られたものの、地震を起こした震央位置を示したものが、８ページにございます第３．１．２－１図に示させていただいております。

９ページの文章の方へ移りますが、文献の方で羽鳥先生が、これら東海沖の津波としまして代表的なものとしまして５つのものを挙げてございまして、１４９８年明応地震津波、１６０５年慶長地震津波、１７０７年宝永地震津波、１８５４年安政東海地震津波、１９４４年東南海地震津波、これらを代表しておりますが、これらを先ほどの文献等により痕跡高等を詳細に確認しましたところ、１０ページの下の方になりますが、１８５４年安政東海地震津波が、敷地周辺で詳細な痕跡高調査がなされておりまして、そのほかの地震による津波に対しましても、痕跡高はほぼ同程度か、またはそれ以上と考えられるということから、１８５４年安政東海地震津波を近地津波の対象として最終的に選んでおります。

１１ページの方に、先ほど申しました５つの過去の地震の痕跡高の比較をしておりまして、中ほどにございます「佐倉」と書かせていただいたところが浜岡地点でございまして、１８５４年安政東海地震津波で痕跡高６ｍ、満潮時に津波が来襲ということでございます。

１２ページの「３．１．３遠地津波」の方の御説明に移らせていただきます。遠地津波につきましても、１３～１４ページに一覧表で示させていただきましたが、近地津波と同様に文献等で得られている遠地津波を一覧でまとめさせていただいております。

また、１５ページの方には敷地周辺に影響を及ぼしたと思われる、痕跡高が残っている遠地津波につきまして抽出しております。これらの結果、浜岡周辺に最も大きな影響を及ぼしたと考えられる遠地津波は１９６０年のチリ地震津波と考えられますが、御前崎検潮所で約２mの振幅が得られておりまして、先ほどの近地津波で抽出しました１８５４年安政東海地震津波に比べますと小さかったというような判断をしております。

１６ページにまいりまして、こちらが「３．２海域活断層に想定される地震に伴う津波の検討」でございます。１６ページに海域活断層の分布図を示させていただいておりますが、こちらは敷地周辺の地質・地質構造において、後期更新世以降の活動を考慮している断層を対象として抽出したものでございます。

津波の波高につきましては１７ページ以降でございますが、阿部先生の簡易予測式により津波の波高を推定しております。

１８ページに、津波の推定波高の算定フローを書いてございますが、最終的に一番下の方の枠囲みのところの阿部先生の予測式、太平洋側でございますが、これにより波高を推定しております。

１９ページに、先ほど図に示しました活断層について、すべての推定波高を求めた結果を一覧で示させていただいておりますが、この中で最も大きかったのが下から２つ目の「東海断層系」でございまして、推定津波波高は表の一番右端でございますが、2.5ｍということでございます。これについても１８５４年安政東海地震津波の佐倉、旧浜岡町でございますが、痕跡高６ｍを上回るものではないことを確認しております。

２１ページへ移らせていただきまして、近地津波及び遠地津波といった既往津波の検討、海域活断層に想定されます津波の検討を行いました結果、敷地に最も影響を及ぼしたと考えられるものとして１８５４年安政東海地震津波を基にしまして、東海地震と東南海地震の震源域が同時に破壊されるケース、以降、想定東海・東南海地震と呼ばせていただきますが、それによる津波を想定しております。

以上が津波の想定でございまして、これに基づきまして津波の数値シミュレーションを行った結果を２２ページ以降で御説明させていただきます。

まず、２２ページでございますが、津波の数値シミュレーションに当たりましては、まず既往津波の数値シミュレーションを行っております。

まず、数値シミュレーションの条件等を御説明させていただきます。２３ページに「第４．１．１－１表数値シミュレーションにおける主な計算条件」ということで条件を示させていただいております。後ほど図で説明しますが、計算領域は九州の南岸から房総半島に至る約1,000ｋｍ×1,000ｋｍの領域でございまして、格子分割サイズ、メッシュサイズでございますが、沖合での最大6,400ｍから順次２分の１ずつにしていきまして、敷地前面で２５ｍとなるようなメッシュ分割をいたしております。

２４ページの図の方に計算領域と水深ということで、こちらが先ほど説明しました、九州南岸から房総半島に至る1,000ｋｍ×1,000ｋｍの全体の計算領域と水深を示させていただいたものです。

２５～２６ページにかけまして、随時、敷地周辺の方へ計算領域と水深を拡大していった図を示させていただいております。

２６ページが、敷地周辺前面のところを示させていただいた計算領域と水深でございますが、こちらの方で沖合６００ｍぐらいのところに１号機から５号機の取水塔という記載をさせていただいておりますが、その辺りでございますと水深が大体－１０ｍとなってございます。

２７ページに、計算領域の格子分割、先ほどのメッシュサイズのイメージ図を示させていただいております。九州南岸から房総半島に至る1,000ｋｍ×1,000ｋｍの領域につきまして、最大6,400ｍのメッシュサイズから随時敷地の方へ向かって２５ｍメッシュにしていくというようなイメージでございます。

２８ページに、先ほどと同様に、敷地前面のメッシュサイズを示させていただいております。一番狭いところ、浜岡原子力発電所の前面におきましては２５ｍというメッシュサイズを設定しております。

続きまして、２９ページでございます。まず「４．１．２再現性の評価方法」としまして、これは相田先生が提案されております幾何平均Ｋと、ばらつきを示す指標κを用いまして再現性の目安とさせていただいております。

目安の値につきましては、中ほどの方に書かせていただいておりますけれども、Ｋの方は0.95～1.05、κの方は1.45より小という形で目安とさせていただいております。

「４．１．３再現性の検討」でございますが、想定しました想定東海・東南海地震による津波につきましては、中央防災会議に断層モデルが示されておりますことから、その断層モデルを用いて１８５４年安政東海地震津波の再現性を検討しております。

検討しました結果ですが、先ほどの１８５４年安政東海地震津波の旧浜岡町における痕跡高６ｍに対しまして、数値シミュレーションの結果が7.5ｍ程度となりまして、良好な再現性が確認できなかったことから、中央防災会議の断層モデルにつきまして、そのすべり量分布を見直しまして、良好な痕跡高を再現するように設定し直しております。

見直した数値シミュレーションのモデルと中央防災会議のモデルを比較したものは、３０ページの断層パラメータ一覧表の方に示させていただいております。左側の方に「想定東海地震」「想定東南海地震」「全体」という区分でございますが、中ほどの「断層モデル」のところに中央防災会議と当社が設定しました数値シミュレーションのパラメータの比較をさせていただいております。

それぞれのところで、すべり量のところ、例えば想定東海地震の一番上の想定震源域のところでございますと、すべり量4.0ｍに対しまして3.0ｍという形で、付加断層Ａ、付加断層Ｂのところも変えているという形でございまして、これは「想定東南海地震」のところでも同様に、すべり量のところを見直して痕跡高を合わせているというような設定をさせていただいております。

その設定し直した再現性の検討結果が、３１ページの方に示させていただいております。下の方の「再現性検討結果」ということで表に示させていただいておりますが、先ほどの断層モデルを用いまして再現性の検討を行った結果が、痕跡高６ｍに対しまして、浜岡地点で6.07ｍ。これは朔望平均満潮位を考慮しておりますが、ほぼ良好な再現性が確認できております。

また、静岡県沿岸域におきまして、先ほどの幾何平均Ｋと、ばらつきを示しますκを確認しましたところ、こちらは1.03と1.23。また、先ほどの計算領域でございます房総半島から熊野灘沿岸域のところまで確認させていただいた結果も、Ｋが1.05、κが1.38ということで、再現性の目安を満足しているということから「良好な再現性が確認できた」とさせていただいております。

３２～３３ページの方は、先ほどの計算結果と痕跡高のそれぞれの計算結果と比較したものでございまして、３２ページの第４．１．４－１（１）表、静岡県沿岸域のところで、下の方でございますが、御前崎市、佐倉のところでございますが、これは0.5ｍという潮位補正の値にしておりますので、先ほどの朔望平均満潮位とは違いますが、5.78ｍという結果になってございます。

３４ページに、先ほどの静岡県沿岸域につきまして、痕跡高の表をグラフにまとめ直したものでございますが、同様な結果を示させていただいております。

３５ページの方が、房総半島から熊野灘沿岸域におきます、先ほどの表の方にございました計算波高と痕跡高の比較を示してございます。

申し訳ございませんが、ここで、もう一つ資料を御用意させていただきました、地震Ｗ３－５「津波に対する安全性（補足説明）」に移らせていただきます。

「I．断層モデルの比較について」ということで、今、設定しました断層モデルにつきまして、前回のＷＧでお話のありました地震動モデルと津波モデルの当社のモデルの比較について御説明させていただきます。

１ページでございますが、当社の地震動モデル及び津波モデルは、中央防災会議に示されている断層モデルを基に両方とも設定しております。

中央防災会議におけるモデルの震源域及び波源域の設定の仕方等は、２～３ページの方に示させていただいておりますが、２ページの方が東海地震、３ページの方が東南海地震でございます。左側に「地震動モデルの震源域」、右側に「津波モデルの波源域」ということで比較させていただいております。

基本的には、地震動モデルの方は中央防災会議に示されております考え方に基づきまして、過去の地震時の被害実態を踏まえまして、想定震源域及び断層パラメータが検討されて、これに基づいて設定しております。

津波モデルにつきましては、東海地震の部分につきましては想定震源域に加え、付加断層及び矩形断層を考慮して、過去の実態、痕跡高の方に合わせているということで中央防災会議がされておりますので、当社のモデルも同様なモデルとさせていただいております。

具体的には、東海地震の欄の下から２つ目と一番下の、東側の浅部境界と南側の浅部境界のところに付加断層及び矩形断層を考慮しているという形で、ここが津波モデルの波源域のところで少し地震動の方と異なっているところでございます。

３ページで、東南海地震のところに移らせていただきますと、こちらの方も同様に、地震動の方は過去の被害実態、震度分布に合わせて検討されたモデルを用いているということで同様でございますが、津波の方は波源域をトラフ方向と深さ方向にそれぞれセグメント化しておりますけれども、そのセグメントごとの変位量を検討して、痕跡高に合わせるようなモデルの設定を中央防災会議の方でされておりますので、同様な考え方で当社も設定しているという形になっております。

実際に、断層モデルの諸元、パラメータの比較を４ページの方に示させていただいております。一番上に断層モデルの比較としまして、地震動モデルと津波モデルの当社の想定東海地震、想定東南海地震の両者のモデルを比較させていただいております。

それぞれの項目につきまして、面積、すべり量、地震モーメント、モーメントマグニチュードを示させていただきましたが、東海地震のところは、先ほどの付加断層、矩形断層を付け加えている分、津波のモデルの方が少し面積が大きくなっております。すべり量につきましては、ほぼ同じかと思いますが、地震動の方はアスペリティというものを考慮しておりますので、すべり量の不均質性がありますが、津波の方は東海地震につきましては中央防災会議と同様に一様のすべり量としております。

東南海地震につきましては、面積はほぼ同様でございますが、すべり量の方は、地震動の方は同様にアスペリティを考慮しておりますが、津波モデルの方は中央防災会議と同様に、先ほどのセグメント化ですべり量の不均質性を考慮しておりますので、同じようにばらつかせた値とさせていただいております。

以上が、断層モデルの比較の説明でございます。

お手数ですが、先ほどの地震Ｗ３－４の本資料の方に戻っていただきまして、３６ページから「４．２想定津波の断層モデルに係る不確かさの検討」について御説明させていただきます。

断層モデルの不確かさにつきまして、まず「４．２．１セグメントの組み合わせの検討」ということで、３７ページでございますが、先ほどの想定東海地震、想定東南海地震のモデルにつきまして、想定東海地震が単独で発生した場合、想定東南海地震が単独で発生した場合、想定東海地震と想定東南海地震が連動した場合について比較させていただいております。

敷地前面の水位の上昇の方の変動量、それから、３号機・４号機の取水塔位置での低下の方の最大でございますが、いずれも想定東海地震が最大の値を示しておりまして、この後に示しますパラメータスタディ等につきましては、この想定東海地震につきまして検討を行っております。

３８ページに移りまして「４．２．２パラメータスタディ」の御説明でございますが、パラメータスタディとしまして、不確かさを考慮する因子としましては、土木学会から出されております『原子力発電所の津波評価技術』に示されております不確かさの因子に基づきまして検討を行っております。

具体的に申しますと、３９ページの方に表が示してございますが、パラメータスタディの因子としましては表の左側の方に示させていただいておりますが、位置と断層面上縁深さ、走向、傾斜角、すべり角につきまして考慮しております。

ただし、位置、断層面上縁深さにつきましては、考え得る範囲全体を中央防災会議のモデルが波源域として考慮しているため、不確かさは小さいと考えており、パラメータスタディとしては行っておりません。

また、走向につきましても、明確なトラフ軸に合致した走向としておりますので、不確かさは小さいと考えております。

傾斜角につきましても、微小地震等に基づき設定しており、不確かさは小さいと考えております。

したがいまして、すべり角につきまして±３０°の範囲で、１０°間隔でこれを不確かさとして考慮させていただきました結果、敷地前面の水位変動量としましては＋１０°にした場合の値が最大でございまして、取水塔位置における水位低下の方の水位変動量につきましては－３０°にさせていただいた場合の値が最大を示しております。

続きまして、４１ページになりますが、こちらは地質・地質構造及び基準地震動Ｓｓの策定において考慮しております御前崎台地の変動地形に関連する断層による影響の検討について御説明させていただきます。

４２ページの方に絵を示させていただいておりますので、そちらをごらんください。先ほどまでの東海地震の想定震源域と、(1)、(2)の付加断層、(3)の矩形断層に加えまして、(4)に御前崎台地の変動地形に関連する断層ということで、地震動と同様に、こちらの方を関連させて評価しております。

これらの評価結果が下にございまして、敷地前面の水位変動量で＋6.62ｍ、３号機の取水塔位置の水位変動量としまして－5.63ｍ、４号機の取水塔位置では－5.66ｍの水位変動量を示しております。

４３ページの方に移りまして「４．３．２中央防災会議の断層モデルのすべり量分布による影響の検討」としまして、最初に既往津波の再現性を検討した際に、中央防災会議で示しました断層モデルのすべり量を見直しまして痕跡高を合わさせていただいておりますが、ここでは念のため、中央防災会議に示されました断層モデルをそのまま用いた場合の影響につきまして示させていただいております。

結果が一番下に示してございますが、敷地前面の水位変動量としまして＋7.04ｍ、３号機の取水塔位置では－7.61ｍ、４号機の取水塔位置で－7.67ｍとなりまして、最終的な不確かさを考慮した津波高さとしましては、こちらの中央防災会議のすべり量分布を考慮した場合が敷地前面の水位変動量、取水塔位置の水位変動量ともに一番大きな値となってございます。

先ほどの地震Ｗ３－５の補足説明の方で不確かさの追加の御説明をさせていただきたいと思います。

「II．セグメントの組み合わせについて」というところを見ていただきたいと思います。こちらも前回のＷＧのところで、先ほどセグメントの組み合わせの結果を示しましたが、それが１ページの表１のところに示してございますが、想定東海・東南海地震で＋5.28ｍ、想定東海地震で＋6.01ｍと、想定東海地震の方が水位変動量が大きくなることにつきまして、その要因を検討してほしいという御意見がございましたので、それについて御説明させていただきます。

まず、最大水位上昇量が発生した地点の検討について行っております。２～３ページに図を示してございますが、図１（１）が想定東海・東南海地震が連動した場合の最大水位上昇量分布でございますが、敷地の中ほど、５号機の放水口の位置のちょっと上ぐらいのところでございますが、ここで最大水位上昇量が出ております。

その下に示しております図１（２）が、想定東海地震単独で発生した場合の最大水位上昇量の分布でございまして、最高は同じような、敷地の中ほどの５号機の放水口地点の近いところということで、想定東海・東南海地震とほぼ同じ位置で最大の水位上昇量が出ております。

３ページに移らせていただきますと、こちらは想定東南海地震が単独で発生した場合でございますが、こちらの最大水位上昇量の発生地点は、敷地の西側、図で申しますと左側の方でございますが、新野川、少し水位が奥に入り込んでいるところがございますが、そこの河口沿いのところで出ておりまして、こちらの方は最大水位上昇量の発生している地点が少し異なっているということでございます。

４ページの方に移らせていただきまして、最大水位上昇量が発生している時刻の検討につきまして御説明させていただきます。

５～６ページの方に図を示させていただいておりますが、こちらは想定東海・東南海地震におきまして最大水位上昇量が発生しました時刻の検討を行っております。

図２（１）が、想定東海・東南海地震による水位分布でございまして、先ほどの図と同様でございます。

図２（２）が、想定東海・東南海地震で最大水位上昇量が発生した時刻におきまして、想定東海地震単独の場合、どのような津波の挙動を示しているかということでございますが、こちらの場合、色が赤っぽい、暖色系の色を示してございますが、想定東海・東南海地震と同様に押し波の挙動、水位上昇側の挙動を示しているということがわかるかと思います。

６ページの方に移りまして、こちらは同様に、想定東海・東南海地震による最大水位上昇量が発生した場合の時刻における想定東南海地震単独の場合の挙動でございます。こちらは寒色系、水色になってございますが、津波が引きの挙動、すなわち水位低下の方の挙動を示しているということで、こちらも先ほどと同様に、想定東南海地震単独の挙動が少し異なるという形でございます。

７ページに、水位時系列を示させていただいております。こちらは下の方に敷地の図を書いておりますが、中ほどのところ、５号機放水口のすぐ上のところでございますが、想定東海・東南海地震がこの地点で最大水位上昇量を示しておりますが、そのときの、先ほどの想定東海・東南海地震及び想定東海地震、想定東南海地震の時刻歴を示しております。

こちらの遡上域、もともと水位のないところでの波形を示しておりますので引きの方の表現がされておりませんが、後ほど、そちらは示させていただきますので、こちらでまず説明させていただきます。

まず、上の２つを見ていただきますと、時刻がほぼ同じところ、３０分を超えたところで水位上昇量の最大が表れていると考えております。

一番下の想定東南海地震につきましては、２０分程度のところに第１波の水位上昇が来ておりますので、こちらも上の２つと比べますと異なる傾向を示しているということでございます。

８～９ページに、水深のある取水塔付近の水位時系列を示させていただいております。８ページが３号機の取水塔付近、９ページが４号機の取水塔付近でございます。

同様に、一番上から想定東海・東南海地震の場合、２番目が想定東海地震でございまして、最初に引きが来まして、大きく水位上昇が表れるという傾向は同じでございます。

想定東南海地震につきましては、最初に押しが表れまして、その次に引きが来るということで、見ていただきますと、引きと押しが、この想定東南海地震だけはずれているような傾向を示しております。

９ページの方の４号機の波形を見ていただきましても、３号機の取水塔位置での波形と同様な時系列を示させていただいています。

これらから、ただいま説明しましたように、発生位置の違いと挙動の違い及び時刻の波形で見ますと違いが出ていることから、想定東海地震単独の方が想定東海・東南海地震を水位変動量で上回る結果になったと分析しております。

続きまして「III．すべり量の不均質性による影響について」ということで御説明させていただきます。こちらの方は、小委員会の方でコメントをいただきましたすべり量について、津波の方も不均質性を考慮するということで、想定東海地震につきまして検討しております。

１ページの方に図を示させていただいておりますが、こちらは地震動の方で考慮しておりますアスペリティの配置でございまして、これに基づきまして、基本的には不均質性を考慮しております。

２ページの「（２）すべり量の設定」について御説明させていただきます。すべり量の設定としましては、想定震源域内のすべり量の比率としましては、先ほどの基準地震動の策定におけるモデル、これは中央防災会議の地震動モデルでございますが、すべり量の比率は同じとさせていただきます。付加断層のすべり量につきましては、当初均一に設定した断層モデルと同じということで、こちらは地震動にはない部分でございますので、津波と同じとさせていただきます。

すべり量の設定をしました結果を表１の方に示させていただいております。右側に「（参考）すべり量を均一に設定した断層モデル」と書かせていただいておりますのが不均質性を考慮しないモデルでございまして、背景領域のところですべり量が３ｍということで、一様なすべり量を設定したモデルでございます。

「すべり量の不均質性を考慮した断層モデル」、左側の方でございますが、(1)～(6)と６つのアスペリティの位置に考慮しておりますが、すべり量が7.29ｍから5.05ｍ、5.09ｍといったように、ここら辺の不均質を考慮させていただいております。

背景領域としましては、先ほどの比率で1.87ｍということで設定しております。

３ページの方に、これら不均質性を考慮しましたモデルによる数値シミュレーションの結果を示させていただいております。比較としまして、すべり量を均一としましたモデルを示しております。

上がすべり量を不均一にした場合のモデルでございますが、敷地前面の水位変動量が＋5.56ｍ、取水塔位置で、３号機では－4.81ｍ、４号機では－4.84ｍということで、すべり量を均一にした場合より少し上昇側、下降側とも少し小さくなっておりまして、影響は小さいものと考えております。

以上で「III．すべり量の不均質性による影響について」の御説明を終わらせていただきまして、先ほどの地震Ｗ３－４の資料に戻らせていただきます。よろしくお願いいたします。

４５ページのところに、最後の項目になりますが「５．津波に対する安全性の評価」ということで示させていただいております。

津波の水位の評価によりまして「５．１．１最高水位」でございますが、数値シミュレーションの結果から、敷地における最大水位上昇量は7.04ｍでございまして、評価用の最高水位としまして、朔望平均満潮位Ｔ．Ｐ．＋0.79ｍを考慮しまして、評価用の最高水位としてＴ．Ｐ．＋7.9ｍ程度を考慮しております。

「５．１．２最低水位」としましては、同様に数値シミュレーションの結果から、３号機の取水塔位置で－7.61ｍ、４号機で－7.67ｍでございまして、朔望平均干潮位のＴ．Ｐ．－0.92ｍを考慮しまして、３号機・４号機の取水塔位置で下降側の評価用の最低水位としましてはＴ．Ｐ．－8.6ｍ程度を設定しております。

４６ページに、最大水位上昇量と最大水位下降量を示しております。

最大水位上昇量につきましては、先ほどから申しておりますが、５号機の放水口位置のちょっと上のところでございますが、この地点で最高水位が発生しております。

最大水位下降量、下側の絵につきましては、３号機のところ、４号機のところ、先ほど御説明しました7.61ｍ、7.67ｍの低下側の水位が示してございます。

４８ページに移らせていただきますが、これは代表地点における水位時系列変化でございまして、それぞれ、一番左端の上が最高地点7.04ｍが出たところの波形でございます。

右側に移っていただきますと、中ほどの方に３号機の取水塔と４号機の取水塔の位置での波形が示してございます。

４９ページに行きまして「５．２津波に対する安全性の評価」としまして、まず「５．２．１津波による水位上昇に対する安全性」でございます。

津波による水位上昇に対しましては、敷地はＴ．Ｐ．＋6.0～8.0ｍに整地されておりまして、敷地前面には高さがＴ．Ｐ．＋10～15ｍ、幅約60～80ｍの砂丘が存在すること、原子炉建屋の出入り口には腰部防水構造の防護扉が設置されていること等から、原子炉施設の安全性に問題とならないと考えております。

また、敷地の東側及び西側を流れる河川の津波による遡上に対しても、敷地が浸水することはないことを確認しております。

続きまして「５．２．２津波による水位低下に対する安全性」でございますが、津波による水位低下に対しまして、取水塔呑口下端レベルを５分間程度下回りますが、その間、原子炉機器冷却系に必要な海水が取水槽に２０分間以上確保されることから、原子炉施設の安全性に問題とならないと考えております。

４９ページの下ほどのところに、当社の３号機・４号機の取水設備の概要図、沖合の取水塔から海底取水トンネルを伝わりまして、取水槽へ水を引くという構造を示させていただいております。

５０ページの方に、先ほどの水位低下に対する安全性の具体的な説明を示させていただいております。５０ページの上の方の図のところで、一番上が３号機で、下が４号機でございます。

まず、３号機で説明させていただきますと、左側の図のところで、取水塔呑口下端レベルはＴ．Ｐ．－6.0ｍでございます。先ほどの津波水位評価でございますと、津波が－7.61ｍまで下がりますので取水塔呑口下端レベルを下回ります。これに先ほどの朔望平均干潮位のＴ．Ｐ．－0.92ｍを考慮しまして、更に取水塔位置で地盤隆起の1.25ｍを考慮しますと、グラフのところですと大体５分程度、取水塔呑口下端レベルを下回るということを示させていただいております。

下側にございます４号機の方も同様でございまして、５分間下回るような形になります。

これに対しまして、下側の表の方に取水可能時間を示させていただいておりますが、取水ポンプの設計最低水位Ｔ．Ｐ．－7.5mと取水塔呑口下端レベルの差から、取水可能水深を1.5mと設定しまして、取水槽の面積をかけますと、取水可能水量が4,500ｍ^３になります。これにポンプの取水量が、３号機ですと2.90ｍ^３／ｓ、４号機ですと2.92ｍ^３／ｓでございますので、取水可能時間としては２６分、２０分程度以上確保されることから、５分程度、取水塔呑口下端レベルを水位が下回っても十分確保していると考えております。

５１ページに移りまして「５．２．３　取水設備の水理特性による水位変動への影響」について御説明させていただきます。先ほど４９ページの方で３号機・４号機の取水設備、取水塔から取水トンネル、取水槽へ至る絵を説明させていただきましたが、これに対しまして、水理特性を考慮しました水位変動を行っております。

具体的な結果としましては、５４ページのところに時系列を示させていただいておりますが、上側が３号機で、下側が４号機でございます。左側が水位上昇側、右側が水位下降側でございます。「外海」と書かせていただいたところが取水塔位置での水位時系列でございまして、その下が取水槽の沈砂池、取水ポンプ室の水位時系列でございます。

３号機で申しますと、外海では最高5.35ｍの水位が得られておりまして、沈砂池では5.03ｍ、取水槽ポンプ室では5.05ｍというような値を、上昇側でございますと示しておりまして、波形を見ていただきますと、外海、沈砂池、取水ポンプ室と、同様な動きを示していることがわかるかと思います。

水位下降側で申しましても同様な波形を示しておりまして、外海で8.53ｍということで、取水塔呑口下端を下回っておりますが、沈砂池では5.21ｍ、取水ポンプ室では5.22ｍという値を示しております。

４号機も同様でございまして、これらを一覧にまとめさせていただいたものを５５ページに、検討結果を表として示させていただいております。

まず、水位上昇側でございますが、先ほどのところで波形で出ております最高水位としまして、取水ポンプ室のところでございますが、３号機では5.05ｍ、４号機では4.94ｍでございます。これに対しまして、敷地のレベルは、Ｔ．Ｐ．で申しまして６ｍでございますので、十分に余裕があると考えております。

水位下降側の評価ですが、こちらは取水ポンプの最低水位としまして、地盤隆起を考慮しました設計の最低水位が－6.25ｍでございます。３号機、４号機とも同様でございますが、これに対しまして最低水位が、先ほどの波形で見ていただきましたが、取水ポンプ室のところで、３号機で－5.22ｍ、４号機で－5.16ｍということで、こちらの方も余裕があり、問題がないことを確認させていただいております。

最後になりましたが、何度も資料を行き来してもらって申し訳ございませんが、補足説明の方で、最後の説明をさせていただきます。一番最後の「IV．新野川河口の砂州による影響について」ということで、こちらは現地調査の際に、新野川河口に現状、砂州がございまして、それをモデル化して評価しておりますが、砂州がない場合の影響について検討する旨のお話がありましたので、それについて説明させていただきます。

２ページを開いていただきますでしょうか。こちらにモデル図を示させていただいております。上の方が砂州がある場合で、Ａ－Ａ’、Ｂ－Ｂ’、Ｃ－Ｃ’と書かせていただいた断面のところに砂州の絵が書いてあるかと思いますが、下側に移りますと、その砂州を取ったような形でモデル化しております。

具体的には３ページで、先ほどのＡ－Ａ’、Ｂ－Ｂ’、Ｃ－Ｃ’の断面を示させていただいておりますが、黒い線で示させていただいたところが砂州がある場合のモデル化でございます。赤で示させていただいたものが砂州をなくした場合のモデル化でございます。基本的には、左岸側の地形に右岸側を合わせるように、砂州を取ったような形状とさせていただいております。

これらの結果を４ページに表で示させていただいておりますが、新野川河口の砂州がある場合の新野川左岸での最大水位上昇量、当社の敷地側でございますが、＋4.69ｍでございます。それに対しまして、新野川河口の砂州がない場合の最大水位上昇量は＋4.73ｍで、砂州による影響は小さいであろうということを確認しております。

５ページに水位上昇の分布の図を示させていただいております。上側が砂州がある場合の絵でございまして、新野川は敷地の西側でございますので、図の左側の方にありますが「新野川左岸最高地点」と書かせていただきましたが、4.69ｍでございます。

下側が砂州のない場合で、少し位置はずれるのでございますが、こちらも左岸側の最高地点は4.73ｍになってございます。

敷地の最高点のところを見ていただきますと、砂州のある場合、５号機の放水口の前面の位置で出ておりまして、7.04ｍ。

下の方の砂州のない場合につきましても、同様な位置、５号機放水口の奥の方で出ておりますが、こちらは6.96ｍということで、ほぼ同じような値になっておりまして、こちらの方にも影響は小さいものと考えております。

以上で、津波に対する安全性の説明を終わらせていただきます。

纐纈主査

１５分ほど時間がございますので、御質問・御議論等をお願いいたします。

どうぞ。

高橋委員

まず１つ、簡単な質問ですけれども、２３ページに計算条件がありますけれども、基礎方程式は全領域、深いところも全部、非線形長波を使っていらっしゃるんですか。

説明者（東川）

そうです。すべて非線形長波を使っております。

高橋委員

わかりました。

次に、もう一つ質問なんですけれども、３１ページに中部電力さんが修正されたモデルを使ったＫとκが出ておりますけれども、中央防災会議の方で出しているＫとκというのはどのくらいの値でしたでしょうか。それよりは悪くはなっていないんですか。

説明者（東川）

結果としましては、当社の方がよくなってございますけれども、今、手元に具体的な数字がございませんので、次回のＷＧのときに具体的な数字を示させていただきたいと思います。

高橋委員

中央防災会議のモデルを修正されていますので、一応、中央防災会議ではこういった値でしたということはお示しください。

あと、中央防災会議のモデルからすべり量を修正させているわけですけれども、中央防災会議のそのままのモデルでやった場合には、この広い範囲について、中央防災会議の結果と同じになることは確認済みなんですね。

説明者（東川）

全体でという意味ですか。

高橋委員

はい。中央防災会議の場合は勿論、広い範囲について考えているわけですので、それぞれの局所的な場所については地域性を入れて修正をかけるのは構わないんですけれども、一応、全体としては、中央防災会議のモデルを使った場合には中央防災会議と同じ結果が出ていることを確認する、つまり計算が正しく行われているということを確認してはございますでしょうか。

説明者（東川）

御質問の意図は、中央防災会議のモデルで、中央防災会議の計算結果が再現できているかということですか。

高橋委員

そうです。

説明者（東川）

当社の方は、中央防災会議の断層モデルを用いておりますが、地形モデル及びメッシュにつきましては浜岡の再現性を上げるために変えておりますので、純粋な中央防災会議のシミュレート自体はやってございません。

高橋委員

浜岡周辺については、やはりより詳細な地形条件を入れていただくのがいいと思うんですけれども、３１ページの図では熊野灘沿岸付近まで計算なさっていますね。だから、浜岡ではなくて、別の場所の広い範囲について中央防災会議の計算結果が再現できているかということなんです。

説明者（東川）

こちらの方も、房総半島から熊野灘の方につきましても再現性の検討をしておりまして、同様に次回、ＷＧのところでＫとκの精度の方を説明させていただきたいと思います。

高橋委員

その場合、Ｋとκだけではなくて、何点かの場所を抽出していただいて、中央防災会議のモデルを使った計算と今回の計算を比べていただいて、勿論、ぴったり同じになるとは思わないんですけれども、ちゃんと妥当な再現ができているかということを確認してください。お願いします。

説明者（東川）

了解しました。次回、御説明させていただきたいと思います。

纐纈主査

どうぞ。

今村委員

私からは１点お願いと、１点は質問になります。

まず、１点は先ほどの高橋先生が指摘された３１ページの件ですけれども、今回、すべり量を変えたということですが、その根拠をきちんとわかるようにした方がいいだろうと思います。

もう１つ、この表の中では静岡県沿岸ということで、数値計算結果の評価を相田の指標で行っています。今回、関心のあるところにある程度フォーカスしてもらっていますが、これでもまだ範囲が広いと思います。今回のサイト周辺で、一応、Ｋとκ値を出していただいて、中央防災会議よりも再現性がいいということを示してはどうでしょうか。もちろん、１点だけで評価してはいけませんので、周辺の何点かを選んでいただいて、Ｋとκ値を出していただく。今回の修正モデルと従来の中央防災会議のモデルをそれぞれ比較していただくとわかりやすいかなと思います。

もう一点は質問ですけれども、５０ページに取水可能時間があります。第５．２．２－１の表に書いてありますが、よく内容がフォローできませんでした。具体的には、下端レベルより下がる状況が５分間あるわけですので、この５分間は取水できない。５分間で冷却に必要な量が推定できるので、その量よりも、今、例えば貯水槽にあるものが多いという方がわかりやすいかなと思いますけれども、この表はどうチェックすればよろしいんでしょうか。

説明者（東川）

５０ページの表につきまして御説明させていただきますと、取水塔位置で波形を見ますと、５分間、呑口下端レベルを下回るということがございまして、５分に対しまして時間で、十分に呑めるという時間を対象として比較しておりまして、こちらの方で設定しております、一番右端のところでございますが、２６分と書かせていただいておりますけれども、取水槽の中に4,500ｍ^３の水が蓄えられてございまして、ポンプが１秒間に2.90ｍ^３取水していくとしましても、２６分間は吸い続けることができるということで、５分に対しまして十分、取水が戻ってこなくても、その間は取水槽の中に蓄えられた水で冷却をし続けることができるという判断で、今は時間の方でお示しさせていただいておるということでございます。

今村委員

この表は２種類の情報があるんですね。

説明者（東川）

情報としてはそうです。

今村委員

わかりました。

纐纈主査

ほかにいかがでしょうか。

どうぞ。

高島委員

５２ページの解析式なんですけれども、基礎方程式の運動方程式の第２項が間違っていないかと思うんですけれども、いかがですか。

理由としましては、第２項は水位ライズにおけるポテンシャルでなければいけないと思うんです。したがって、面積というのは管路の面積ではなくて、取水槽のオープンエアの面積にライズのポテンシャルを積分しなくてはいけないと思うんです。

もう一つは、開水路と接続している場合に、当然、開水路ですから、周期特性は管路と違って水深の影響が非常に大きいと思うんです。したがって、ある断面だけとらえて安全だというのは少し早計ではないかと思います。

説明者（東川）

いただきましたコメントにつきましては、再度、こちらで確認しまして、次回以降でその点につきまして御説明させていただきたいと思います。

高島委員

開水路の運動方程式も、同じ観点で見ていただけますか。

説明者（東川）

わかりました。開水路の方につきましても、再度、確認させていただきます。

纐纈主査

高橋先生、どうぞ。

高橋委員

簡単なお願いなんですけれども、１２ページのところで遠地津波の検討をなされていて、遠地津波の高さの方は1.98ｍと、安政東海地震津波を超えることはないということで御確認いただいているんですけれども、一応、検潮記録の方でマイナスの方もチェックしていただいて、多分、それほど大きくならないので、５０ページにある取水塔呑口下端のところより下回ることは勿論ないとは思いますけれども、ないということを一応確認して、資料の方に載せていただければと思います。というのは、遠地津波の方が引いている時間が長いので、もし切ってしまいますと５分のところでは済まなくなってしまいますので、一応、確認の方をお願いいたします。

説明者（東川）

遠地津波の引きにつきましても、確認させていただきたいと思います。

纐纈主査

ほかにいかがですか。

北川先生、どうぞ。

北川委員

別の観点なんですが、４９ページで、これは最終的に２０分間以上、水が確保される。これは一番最終的な段階ですね。逆に言うと、この取水槽の耐震性というのは完全に確保されていると考えてよろしいんですか。

説明者（東川）

取水槽の方につきましても、岩盤の中に設置されておりまして、今、ポンプ室で代表して評価しているかと思うんですけれども、取水槽の耐震性についても確保されております。

纐纈主査

以上でよろしいでしょうか。

それでは、ただいま各委員からございました御指摘については、次回のＷＧにおいて中部電力または事務局から御回答をお願いいたします。

それでは、少し時間が早いですが、本日の審議を終了したいと思います。

最後に、事務局から今後の予定等事務連絡をお願いいたします。

川原耐震安全審査室長

本日は、長時間にわたりまして御審議いただきありがとうございました。本日の資料は、いつものとおり、郵送させていただきたいと思っております。

次回の開催日程につきましては、スケジュールを調整の上、また後日連絡させていただきたいと思います。

事務局からは以上でございます。

纐纈主査

本日はどうもありがとうございました。

以上をもちまして、「第３回耐震・構造設計小委員会地震・津波ＷＧ」を閉会いたします。

以上