沿岸技術研究センター論文集

No.22(2022)

SEP 船接岸時の港湾施設への影響推定について
細井晶弘*・川村浩**・菊池睦***・鈴木貴志***** 前（一財）沿岸技術研究センター

調査部 主任研究員**（一財） 沿岸技術研究センター*** 国土交通省東北地方整備局

調査役

仙台港湾空港技術調査事務所 先任建設管理官**** 国土交通省東北地方整備局

仙台港湾空港技術調査事務所 建設管理官

本検討は,秋田港飯島地区岸壁（-11m）における大型自己昇降式作業台船（SEP 船）接岸時のスパッドカン貫入による対象港湾施設（ケーソン及び基礎マウンド）への影響を把握するため,現地実証実験結果を用いた FEM による現地再現解析を行い,SEP船利用（スパッドカン着底）に伴う構造物（岸壁）への影響度に関する予測解析を行ったものである．
キーワード : 洋上風力発電，SEP 船，スパッドカン，FEM 解析

1.2 これまでの検討

1. はじめに

これまで,SEP 船が岸壁前面に係留し作業を行った実績がなかったため,現地断面を対象に実施された遠心模型実験結果と，地盤解析汎用プログラム（GeoFem）による再現解析結果の比較による解析手法の検討を行ってきた.
解析の結果として,極限支持力および荷重変位曲線の傾きに関しては,概ね再現できた（図-2）が,地表面の変位については,GeoFem による軸対象解析モデルが構造物（ケーソン）の配置や,薬液固化土の存在を考慮できなかったため,実験結果よりも再現解析結果の方が大きい結果となった（図-3）.

1.1 背景10※0.0m→スパッドカン先端が地表面に接した位置※1.33 は解析に用いた円形底面形状を矩形に変換する形状係数※変位のが急増する明確な荷重が得られなかったので、変曲点を極限荷重とした

987荷重（MN)

洋上風力発電は,大量導入が可能であり,コスト低減による国民負担の低減効果や経済波及効果が大き
く,2050 年カーボンニュートラルの実現に向けて,再生可能エネルギーの中でも,特にその導入拡大が期待される電源である.
近年，洋上風力発電設備の積み出しのための基地港湾の整備が急がれており, 秋田県沿岸域では発電事業者による洋上風力導入の取り組みが進められている.
洋上風力建設ターミナルとして利用されている秋田港
飯島地区岸壁（-11m）（図-1）では,SEP 船が岸壁に停泊し設備機材等の積み出しを行うが,大重量の機材を背後ヤードよりクレーンで吊上・積載（荷役作業）するには,作業半径を確保する必要があるため,SEP 船は可能な限り岸壁に近づけて作業を行う.
荷役作業時に,SEP 船はスパッドカンを着底させた後,ジャッキアップを行い,船体を海水面上まで上昇させる.
その際,泊地地盤にはスパッドカンからの大きなプレロードが作用することで,地盤や岸壁等の施設への影響が懸念される．

6極限支持力：1.8MN×1.33=2.4 MN程度
貫入量0.6 m程度

54・

3FEM No4-Dr50-Ds・

210

極限支持力
（実験）：3.1 MN程度

0.00.5TEST:No.41.01.52.0変位（ｍ）

解析結果：荷重変位は他のケースに比べよく一致しており，極限支持力（2.4MN 程度）も概ね一致して対象施設

いる．

秋田港飯島地区岸壁（-11m）

図-2 遠心模型実験と FEM 解析の再現解析結果例（砕石層厚 1.50m 及び中間粘土層）

図-1 秋田港飯島地区岸壁位置図- 1 -2.5

沿岸技術研究センター論文集

No.22(2022)

断面図

模型ケーソン付近での地表面変位（mm）

解析にて極限支持力が得られた貫入量0.6m
100806040200-20-40-60-80-100

解析④（鉛直変位）実験№5（鉛直変位）

解析④（水平変位）実験№5（水平変位）

0.6m
0.5
1
スパッドカン貫入量（m）※水平変位(+)：載荷位置から離れる方向
01.5

解析結果：鉛直変位量は，沈下する傾向は一致しているもの

図-5 現地実装試験 観測機器配置断面図の，解析値の方が大きくなった．解析での変位量が実験より2.2 現地実証試験結果

大きい理由は，ケーソン前面の注入固化土を考慮していない

現地実証試験の結果は,表-1 のとおりであった.この結果を基に,FEM 再現解析を行い検証した.

ことなどが挙げられる．

図-3 ケーソン端部での地表面における水平及び鉛直変位の比較

表-1 現地実証試験結果
計測項目

2.現地実証試験の概要と結果について①レグ貫入量2.1 概要秋田港で行われた現地実証試験は,他港への汎用性を念頭に支持力（貫入量）推定式の抽出と砕石置換の効果を把握,併せて影響予測モデルを構築することを目的として,SEP 船接岸時の影響を測定したものである.現地実証試験の計測項目は①レグ貫入量,②海底面の表面変状,③海底地盤中の土層変位,④岸壁（ケーソン）の変位であり,砕石置換の実施箇所と砂地盤箇所の両方で測定を行った.測定はSEP 船の作業期間中3 回行い,測定結果のデータ提供を受けた．各観測機器の配置を図-4,図-5 に示す.

②海底面の表面変状③海底地盤中の土層変位④岸壁（ケーソン）の連動変位

変位量

砕石置換

初回

2回目

14回目

有0.6m

0.2m

0.05m

無0.5m

0.3m

0.05m

有0.6m

0.8m

0.9m

無0.5m

0.8m

0.9m

有

X軸変位-12.8mm (DL-16m の位置)
水平変位

無－

X軸変位-26.2mm (DL-16m の位置)
水平変位
据置型傾斜計：観測値は若干の変動があった
が、誤算の範囲と判断
誤差－ GNSS変位計（高さ方向Z値）：0

レグ貫入量は,スパッドカン底面が全て接地する位置を 0m とした（図-6）.
土質条件については，現地実証試験に使用する多段式傾斜計を設置する際に行ったボーリング試験及び,過去のボーリング試験データより設定した.

平面図

砕石置換範囲深浅測量範囲図-6 レグ貫入の定義
図-4 現地実装試験 観測機器配置平面図- 2 -沿岸技術研究センター論文集

3.FEM 解析を用いたレグ貫入による港湾施設への影響推定（現地再現解析）
3.1 検討目的
実証試験結果を用いて SEP 船利用（スパッドカン着底）に伴う構造物（岸壁）への影響を定量的に把握するために FEM 解析をおこなった．検討にあたっては,シミュレーションソフト（GeoFem（２次元モデル）及び３次元モデル２ソフト）を用い,各モデルの比較検証を行ったうえで,シミュレーション手法の妥当性を検証した．

3.2 使用解析プログラム
FEM 解析に用いるソフトは表-2 に示す 3 つである.選定理由として,①GeoFem はこれまでの検討で解析実績があるため,引き続き選定した.②PLAXIS 及び③MIDAS については,港湾分野での利用実績を踏まえて選定した.
表-2 使用解析プログラム
番号FEMソフト①GeoFem②PLAXIS③MIDAS GTS NXモデル開発
運輸省

２次元（軸対称）
２次元（軸対称）
３次元
２次元（軸対称）
３次元

港湾技術研究所（現：国立研究開発法人 海上・港湾・航空技術研究所 港湾空港技術研究所）
Bentley Systems

MIDAS IT

3.3 現地再現解析
現地実証試験を基に,FEM 解析にて現地再現解析を行った.
(1) 解析断面
解析に用いる現地断面,スパッドカン着底位置及び多段式傾斜計位置は図-7 のとおりである.

No.22(2022)

・ポアソン比 ν は土の一般値 0.33 で設定した.
(b) 砂質土層（As 及び Ds）
・γ’及びφは土質試験結果を基に平均値で設定した.
・E は鉄道構造物等設計標準にて示されている N 値との関係式（E=700N）より設定した.
・ポアソン比 ν は土の一般値 0.33 で設定した.
(c) 粘土層（Dc）及び注入固化・γ’及び C は土質試験結果を基に平均値で設定した.
・E は一軸圧縮試験結果の E50 の平均値で設定した.
・ポアソン比 ν について,粘土層は載荷時間から非排水条件と考えられるため 0.495 で設定した.
・注入固化については,原地盤だった As2 に変更して解析を行った.
(d) 事前混合処理土・C は qu/2 で設定した.
・E は 2(1+ν)G（G = 340C)より設定した.
・ポアソン比 ν は土の一般値 0.33 で設定した.
(e) ケーソン・上部工・γ’はケーソン及び上部工の平均値にて設定した.
・E はコンクリートのヤング係数で設定した.
・ポアソン比 ν はコンクリートの一般値 0.2 で設定した.
2) 材料モデル・原地盤以下はモール・クーロンを適用し,原地盤以上の構造物は線形弾性とした.
表-3 入力定数（陸側）
弾性係数

ポアソン比

単位体積重量

有効

内部
摩擦角

ダイレタ
ンシー角

Eνγ'φ

ψ

c

(M N/m2)（－）(kN/m )(°)(°)

(kN/m )

砕石(関連)

100.333

10353520モール・

砕石(非関連)100.333

1035020モール・

As2

23.1

0.333

8.5

38

38

0モール・

Dc1

6.8

0.495

70

085.8

モール・

Ds1

13.3

0.333

1033

330モール・

Dc2

8.5

0.495

6.8

0

079.5

モール・

Ds2

26.6

0.333

1038

38

0モール・

Dc3

8.3

0.495

6.8

0093.8

モール・

Ds3

34.3

0.333

1039

39

0モール・

8.2

0.495

9.9

0050.5100.3331035

35

20モール・
モール・

材料

3粘着力

材料
モデル

2クーロン
クーロン
クーロン
クーロン
クーロン
クーロン
クーロン
クーロン
クーロン

以下、3次元モデルのみの材料
注入固化→As2に変更
被覆石・基礎マウンド
砕石舗装

図-7 現地断面

事前混合(2) 入力定数
対象施設周辺の土質調査データ,過年度設計報告書及び既往文献の収集・整理を行い,入力定数を設定した（表-3,表-4）.
以下に設定した条件について示す.
1) 地盤物性値(a) 石材（砕石層,被覆石・基礎マウンド及び砕石舗装）
・φ及び c は支持力の照査（Bishop 法）での設定と同様に φ=35°,c=20 kN/m2 に設定した.
・E は既往の試験実績（港研技術資料 No.0699）より 10MN/m2 とした.

qu=470kN/m2
事前混合
qu=400kN/m2
ケーソン・
上部工

モール・
クーロン
クーロン

100.333

1035352023.80.333

1000235

線形弾性20.30.333

1000200

線形弾性

2.00E+050.2

18.5---線形弾性弾性係数

ポア
ソン比

単位体積重量

有効

内部
摩擦角

Eν

γ'φ

クーロン

表-4 入力定数（海側）
材料

ダイレタ
ンシー角

粘着力

ψc(MN/m )（－）

3(kN/m )(°)(°)(kN/m2)2材料
モデル

As1(関連)70.3338.136360モール・As1(非関連)70.3338.1

3600モール・

As2

25.2

0.333

8.5

40400モール・Dc1

90.495700112.1

- 3 -

クーロン
クーロン
クーロン
モール・
クーロン

Ds1

13.3

0.333

1033

330モール・

Dc2

10.3

0.495

6.8

0083モール・

Ds2

17.5

0.333

1035350モール・

Dc3

10.1

0.495

6.8

00138.5

モール・Ds3350.333

1039390

モール・クーロン
クーロン
クーロン
クーロン
クーロン

沿岸技術研究センター論文集

No.22(2022)(3) 解析モデル（軸対称）軸対称モデルにおける解析メッシュの例を図-8,図-9 に示す.非関連流動則は砕石についてスパッドカン直下+0.5B（B はスパッドカン幅）にて適用した.また,スパッドカンの先端形状は平面載荷とした.

(5) 現地データ
スパッドカンの最大荷重及び最大貫入量は以下のとおりであった．
・陸側（砕石あり）：約 0.6 m
・海側（砕石なし）：約 0.4 m

7.8m

3.4 解析結果
(1) 荷重変位曲線
陸側及び海側における荷重変位曲線を図-11 に示す.
【陸側（砕石あり）】
3 次元モデルでの荷重変位は計測結果より荷重が大きく算出された.理由として,現地の砕石は投入直後のため締固められてないのに対し,FEM モデルだと貫入に対してすぐ反力が生じるため一致しなかったと推察される.また解析結果に着目すると,軸対称モデルにおけるソフトごとの解析結果はよく一致している.
【海側（砕石なし）】
3 次元モデルでの荷重変位は,計測結果と概ね一致もしくは荷重が小さめに算出されていた.解析結果に着目すると,陸側（砕石あり）と比べ,軸対称と 3 次元モデルでの差（平面形状の違い）はほとんど確認されなかった.
また,ソフトごとの解析結果は陸側に比べ,解の安定性や極限状態に遷移する貫入量がバラついていた.

図-8 解析モデル（軸対称）（陸側）（MIDAS）
7.8

250

計測
G軸
M軸

200M３荷重(MN)

P軸
P３150

G：GeoFEM
M：MIDAS
P：PLAXIS
軸：軸対象
３：３次元

10050

0

00.5

11.52

スパッドカン貫入量(m)
250

計測
G軸
M軸

200M３P軸荷重(MN)

図-9 解析モデル（軸対称）（海側）（MIDAS）(4) 解析モデル（3 次元）
3 次元モデルにおける解析メッシュの例を図-10 に示す.非関連流動則の適用範囲およびスパッドカン先端形状については,軸対象モデルと同様とした.
また,載荷は対角線上のスパッドカンを同時に実施した.
土層については,以下の理由より海側と陸側で不連続な土層にてモデルを作成した.
・現地実証試験における多段式傾斜計位置及び深度での水平変位量は mm 単位であったことから,レグから他のレグ位置までの地盤変形の影響はほとんど無いと判断.
・秋田港は砂層と粘土層の互層が確認されており,層ごとの上端及び下端標高がボーリング位置にて全く異なっており補間が困難.

※ 軸対称モデルでの結果は形状補正なし（円形のまま）

P３150※ 軸対称モデルでの結果は形状補正なし（円形のまま）

G：GeoFEM
M：MIDAS
P：PLAXIS
軸：軸対象
３：３次元

10050000.5

11.5

スパッドカン貫入量(m)図-11 現地再現解析より得られた荷重変位曲線（上段：陸側砕石あり,下段：海側砕石なし）

図-10 解析モデル（3 次元）（MIDAS）- 4 -2

沿岸技術研究センター論文集(2) 地盤変位
各多段式傾斜計における計測結果及び解析結果を図-12,図-13 に示す.
① 陸側；砕石あり№1 について,計測結果では深度 20 m 付近まで微小な変位量であったものの,解析では地盤全体で何倍もの変位が生じていた.理由として,スパッドカン着底位置から傾斜計位置までの土層は必ずしも水平成層ではないことと,深度方向の地盤強度の増加及び注入固化土の強度を反映できていないことが考えられる.一方で解析結果に着目すると,軸対称モデルに比べ 3 次元モデルでの表層の変位量は小さい（図中赤丸）.これはケーソン等の上載物により,地盤の変位が抑えられているためと推察される.
№2 について,計測結果では砕石層全体で変位が生じており,それより下の現地盤はほとんど変位が生じていないのに対して,解析では№1 と同様に地盤全体No.22(2022)が変位する結果が得られた.ただし,砕石層の変位はスパッドカンに近いため,№1 に比べて大きい.
砕石層の変位が一致しなかった理由としては,荷重変位曲線と同様に,現地の砕石は締め固まっていないためと推察した.
② 海側：砕石なし№3 について,計測結果では深度 20 m 付近まで微小な変位量であったものの,解析では地盤全体で何倍もの変位が生じていた.理由としては№1 と同様であると推察される.ただし,表層での変位量は,方向が逆になるケースもあるものの,計測結果とほぼ同等の量であった.
№4 について,計測結果では表層から As2 層の下端まで変位が生じており,それより下の現地盤はほとんど変位が生じていないのに対して,解析では№3 と同様に地盤全体が変位する結果が得られた.ただし,解析結果において,表層の変位が大きく発生する傾向については,計測結果と概ね一致している.

【№【№

図-12 多段式傾斜計位置（陸側）における計測及び解析結果【№【№

図-13 多段式傾斜計位置（海側）における計測及び解析結果- 5 -沿岸技術研究センター論文集

No.22(2022)

3.5 まとめ
影響度予測手法として FEM 解析の評価を行った.
評価にあたっては,①荷重変位曲線（貫入量）及び②地盤変位に着目し現地計測結果との比較を行った.
(1) 荷重変位曲線
砕石置換地盤での解析は一致しなかったものの,在来地盤での貫入量は概ね再現できている.したがって,貫入量の予測にあたっては,FEM解析は有効である. なお、今後の実務での貫入量予測にあたっては、,予測にあたっては物性値などのパラメータを安全側に設定して評価する必要がある.
(2) 地盤変位
地盤全体の変位は大きめに算出されたものの,スパッドカン近くでは表層の変位が大きいことと,スパッドカンから離れると表層の変位はあまり発生しない傾向については概ね再現できている.したがって,表層変位の予測にあたっては,傾向を把握するなら FEM 解析は有効である.
軸対称と 3 次元モデルの解析結果について,構造物近くの表層の変位は解析モデル同士で一致しなかったものの,それ以外は概ね一致していた.変位の予測にあたっては,軸対称モデルと 3 次元モデルの差はほとんどないと言える.
(3) 結論以上の結果より①GeoFem で模型実験及び秋田港での現地実験を概ね再現することができた.
②参考に行った PLAXIS 及び MIDAS もほぼ同様の解析結果であった.
③秋田港の岸壁では SEP 船接岸時の港湾施設への影響予測手法として GeoFem の利用が可能であるといえる.

4.課題(1) 繰り返し貫入について
FEM 解析ではスパッドカン繰り返し貫入を考慮できな
い.現地で何回も貫入を繰り返すと総貫入量は FEM 解析値より大きくなると想定される.ただし,砕石地盤は投入後より締固めが生じると想定されるため,貫入量に比べ,周辺への影響は小さくなると推察される.砂地盤については,地盤の弾性状態を超える荷重が働くと塑性す
るため,貫入量は増加していくことから周辺への影響は大きくなると想定される.
(2) 現地での砕石の変形係数 E について

現地での砕石の変形係数 E は既往の試験実績（港研技術資料 No.0699）より 10 MN/m2 にて設定しているが,現地再現解析や予測解析での結果を踏まえると,FEM解析結果は現地での貫入量より小さめに算出されていることから,砕石が締め固まっている状態での値と推察される.

現地での 1 回目のスパッドカン着底では砕石が締め固まっていないことから,変形係数10 MN/m2 以下にて設定することで現地計測結果に近づき,かつ,貫入量が大きめに算出されるため安全側になると想定される.
(3) 見かけの粘着力を考慮した平面形状による支持力の違いについて
今回検討した平面形状による支持力の違いについて,粘着力 C=0 とし支持力係数 Nγに関連する形状係数βの感度分析を実施しているが,現地でもスパッドカン着手は砕石置換地盤上であり,砕石は見かけの粘着力が加わるので,支持力係数 Nc（それに関連する形状係数α）も支持力に関わってくる.
よって,粘着力を考慮した場合の平面形状による支持力の違いについて検討する必要がある.
(4) 粘性土地盤への適用について
粘性土地盤については実験ケース数が少なく,FEM 解
析も中間粘土層の場合での解析しか行ってないことから,適切な構成則の設定など知見が得られていない.
そのため,粘性土層が表層にある場所や厚く堆積する地盤に貫入する場合は,別途検討が必要である.

5.おわりに今回の検討は,洋上風力建設ターミナルにおける SEP
船接岸時の港湾施設への影響評価と泊地改良対策の効果を検証するため,検証に必要な分析手法の検討を有識者による委員会を開催し，そこでの意見を踏まえながら取りまとめ,秋田港現地条件でのFEM解析の有効性は概ね確認できた.
今後,他港への適用に向けた検討を行うこととしている.

謝辞
本稿は，国土交通省東北地方整備局仙台港湾空港技術調査事務所発注の管内技術課題に関する技術支援業
務の成果の一部をまとめたものである．
検討にあたり，国立研究開発法人海上・港湾・航空技術研究所より洋上風車基地港 SEP 船レグ貫入対策法の検討に関する研究成果（遠心模型実験結果）のご提供のほか,SEP 船接岸時の港湾施設への影響に関する検討会委員および関係各位から，貴重なご意見・ご指導をいただきました．ここに，厚く御礼申し上げます．
【参考文献】
1) 国土交通省東北地方整備局仙台港湾空港技術調査事務所：令和 3 年度 管内技術課題に関する技術支援業務 報告書
2) 国土交通省東北地方整備局仙台港湾空港技術調査事務所：令和２年度 秋田港飯島地区土質調査外
業務 報告書- 6 -