ＩＳＳＮ１３４６－７８４０

港湾空港技術研究所
資料
TECHNICAL NOTEOFTHE PORT AND AIRPORT RESEARCH INSTITUTE

No.1343

June 2018

動的応答特性を考慮した胸壁の照査用震度と耐震性能照査への適応性
小濱
夏坂
府川

国立研究開発法人

英司
亮太
裕史

海上・港湾・航空技術研究所

National Institute of Maritime,
Port and Aviation Technology, Japan目

次旨 ꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏ 1

要

1. はじめに ꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏ 4
2. 検討対象 ꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏ 4
3. 検討手法 ꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏ 5
4. 検討条件 ꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏ 54.1

地震応答解析 ꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏ 54.2

骨組解析 ꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏ 7

5.検討結果 ꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏ 95.1

照査用震度 ꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏ 95.2

性能照査 ꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏ 12

6. まとめ ꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏ 15
参考文献 ꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏꞏ 15-1-

Seismic coefficients of coastal parapet levees considering
the dynamic response characteristics and applicability to performace verification
Eiji KOHAMA*
Ryota NATSUSAKA**
Hirofumi FUKAWA**

Synopsis
This study aimed to develop the design method for evaluating the seismic coefficients ofcoastal parapet levees with regard to level-1 earthquakes. In order to examine the applicability of seismic design method by using structural frame analysis and acceleration response
spectrum, seismic coefficients of various coastal levees were calculated by the proposed
method and seismic performance of the levees were verified.
It was clarified that the influence of the horizontal subgrade reaction on the footing andthe configuration of steel pipe piles is relatively small on the horizontal seismic coefficients
although the natural frequencies calculated by the frame analysis vary depending on the subgrade reaction and the configulation of piles.
Seismic performance verification was performed on pile stress of the pile foundation parapet levees and forces for the overturning and sliding of the spread foundation parapet levee.
The stress-resistance ratio of piles decreased with the horizontal subgrade reaction on thefooting, and increased as the diameter and plate thickness of the pile decreased. Considering
the horizontal subgrade reaction on the footing increased the resistance-force ratio for slidingof the spread foundation levee and set it on the danger side, similar to the case of the pilefoundation levees. Thus, it was recognized that safe side evaluation is obtained without thehorizontal subgrade reaction on the footing.

Key Words: Coastal parapet levees, practical design, seismic coefficients, natural frequency,
practical design* Head, Earthquake and Structural Dynamics Group, Earthquake Disaster Prevention Eng. Department** Member, Earthquake and Structural Dynamics Group, Earthquake Disaster Prevention Eng. Department(Toa Corporation)*** Toa Corporation
3-1-1 Nagase, Yokosuka, 239-0826 Japan
Phone：+81-46-844-5058 Fax：+81-46-844-0839
e-mail: kohama-e83ab@pari.go.jp-2-動的応答特性を考慮した胸壁の照査用震度と耐震性能照査への適応性
小濱英司*・夏坂亮太**・府川

要

裕史***

旨

本研究は，骨組解析と加速度応答スペクトルによるレベル 1 地震動に対する胸壁の照査用震度算
出手法を用い，種々の形式の胸壁を対象として照査用震度を算出し，設計実務における性能照査への影響について検討するものである．
照査用震度算定において，骨組解析によって算出される固有振動数はフーチング側面地盤抵抗や使用する鋼管杭諸元によって変動したが，照査用震度に与える影響はあまり大きくないことが明らかとなった．
算出した照査用震度を用い，杭基礎式胸壁では杭応力度について照査し，直接基礎式胸壁では転倒および滑動の安定照査を行った．杭基礎式において鋼管杭の管径や板厚を小さくした場合，照査用震度はあまり変わらないものの，杭の断面耐力低下により作用耐力比が増加することを確認した．
また，フーチング側面地盤抵抗を考慮することにより照査用震度が増加するものが多くあったが，その増分は壁体慣性力に対して抵抗側に作用するフーチング側面の地盤反力よりも小さく，結果として作用耐力比は減少した．直接基礎式においてもフーチング側面地盤抵抗を考慮することにより
滑動安全率は増加して危険側の判定となった．よって，杭基礎式および直接基礎式のどちらの場合も，フーチング側面地盤抵抗を考慮しないことで安全側の評価となることを確認した．
キーワード：胸壁，レベル 1 地震動，照査用震度，固有振動数，設計* 地震防災研究領域耐震研究グループ長** 耐震構造研究グループ依頼研修員（東亜建設工業株式会社）*** 東亜建設工業株式会社〒239-0826 横須賀市長瀬3-1-1 港湾空港技術研究所
電話：046-844-5058 Fax：046-844-0839
e-mail:kohama-e83ab@pari.go.jp-3-3 の重力式胸壁は，一般的な構造として，海岸保全施設

1. はじめにの基準 1) に掲示されているものである．
胸壁は防潮堤の一種であり，海岸線に漁港や港湾等の一般的に胸壁は海岸線から陸上側に離れたところに置施設が存在し，利用の面から海岸線付近に堤防，護岸等

かれる構造物であり，既往検討 4) においても平坦な地盤を設置することが困難な場合において，海岸背後にある上に設置される胸壁を対象に検討されており，本研究で人命・財産を高波，波浪および津波から防護することを対象とする胸壁も同様とする．よって海岸線付近や傾斜

1)

．胸壁はコ

した地盤上に配置される胸壁は対象外とし，その耐震性

ンクリート壁体を有し，表-1.1 に示すように，直接基礎

能照査においては別途壁体下の基礎地盤の安定性に関す目的として設置される海岸保全施設である
2)のもの，杭や矢板を有するものがある ．

る検討が必要である．

現在の港湾構造物のレベル 1 地震動に対する耐震設計
3. 検討手法

では，構造物の動的応答を考慮した照査用震度を用いた
震度法による設計が主流であるが，現行の港湾の基準 3)
では動的特性を考慮した胸壁の耐震性能評価手法は明確

本研究においては，これまで検討された手法 4) を用いな記載がなく，港湾ごとに決められているレベル 1 地震て胸壁の照査用震度を算定し，レベル 1 地震動変動状態

動を胸壁の耐震設計に用いることが難しい現状にある．

の性能照査を試行して結果を確認する．図-3.1 に既往検

そこで，レベル 1 地震動に対する胸壁の照査用震度算出

討で提案された胸壁の照査用震度の算定フローを示す．

手法の確立を目的として，骨組解析と加速度応答スペク

ここでは，地盤の一次元地震応答解析と胸壁構造の骨組

トルを用いた手法について数値解析および模型実験によ

解析の 2 つの数値解析を実施して，照査用震度を求める．

4)

る検討を行い，その有効性を確認した ．本研究ではこの方法により，種々の形式の胸壁を対象として地震時応表-1.1

答特性を考慮したレベル 1 地震動に対する照査用震度を算出し，設計実務における性能照査への影響について検討する．
2. 検討対象
本研究では，一般的な断面を有する構造物を念頭に，構造形式や大きさの異なる 3 つの胸壁を検討対象として選定した．図-2.1 に対象とする胸壁の断面図を示す．構
造諸元として，逆 T 型杭基礎式の中から，大きさの異なる 2 つの構造物（TYPE-15)，TYPE-2），重力式直接基礎の中から 1 つの構造物（TYPE-3）を参考とした．TYPE-

図-2.1

対象とする構造物の断面図-4-

胸壁の型式分類 2)から引用したものに加筆

骨組解析
N-PIER

地震応答解析
FLIP

フレーム解析
静的水平載荷一次元解析
工学地盤-地表

ばね係数
K

応答加速度時刻歴
地表面

杭基礎式
TYPE-1，TYPE-2

直接基礎式
TYPE-3
構造条件

フレーム解析
静的水平載荷安定照査（転倒，滑動）
杭応力度照査

固有振動数

加速度応答スペクトル
図-3.2

設計実務による検討フロー

最大加速度（照査用震度）以上により算出された固有振動数と応答スペクトルを

図-3.1

用いて地震時の壁体の応答最大加速度を求め，重力加速f：固有振動数 （Hz）

照査用震度の算定フロー

度で除すことによって照査用震度を求める．
胸壁の最大加速度推定に用いる加速度応答スペクトル得られた照査用震度を用いて壁体慣性力を算出し，胸は，有限要素解析プログラム FLIP を用いて一次元地震

壁の耐震性能照査を行う（図-3.2 参照）．杭基礎式胸壁解析を実施し，地表面節点の応答加速度時刻歴から算出（TYPE-1，TYPE-2）では，胸壁構造の骨組解析においした．なお，杭式構造物である桟橋構造物の設計では，て壁体慣性力を作用させて杭の応力度と支持力に関する

一次元地震応答解析での仮想地表面下 1/における応答

照査が考えられるが，ここでは，地震時の壁体水平慣性

加速度時刻歴から算出した加速度応答スペクトルを用い力が大きく影響する杭の応力度について検討を行う．重ることとされているが，胸壁は地表面位置に上部工が存

力式胸壁（TYPE-3）においては壁体の滑動，転倒，支在するために，基盤から地表面までの地盤全体の振動特

持力の照査が考えられ，ここでは，壁体慣性力の影響が性を加速度応答スペクトルに反映させるという観点から，大きい滑動および転倒について照査する．本研究におい

地表面の時刻歴を用いて加速度応答スペクトルを算出すては，フーチング側面の地盤抵抗ばねの有無や鋼管杭のることとしている．

管径および板厚を変化させた場合の性能照査への影響に一方，胸壁の固有振動数は構造解析プログラム N-

ついて確認した．

6)

PIER を用いた骨組解析にて算出する．ここでは，地盤
バネおよび梁要素を用いて胸壁構造物をモデル化し，静4. 検討条件

的な水平荷重を壁体重心位置に載荷した際の水平荷重‐
変位曲線の初期勾配を構造物のばね係数 K として読み取

4.1

る．読み取ったばね係数 K と，壁体の重量 W を用いて，地盤の一次元地震応答解析には有限要素解析プログラ

式(1)により固有周期 Ts を算出する．算出した固有周期

ム FLIP を用いる．地盤の物性値や構成は，長尾ら 7) には式(2)のように固有振動数に換算する．

よる桟橋の設計震度算出に関する検討の際に用いたモデT s  2
f  1

W
gK

地震応答解析

ルを参照している．ここでは，過去の港湾基準に示され(1)ていた地盤種別 8) を考慮して地盤条件が設定されており，Ground-1（第 III 種地盤相当），Ground-2（第 II 種地盤

(2)

Ts

相当）および Ground-3（第 I 種地盤相当）の 3 条件としここに，ている．表-4.1 に地盤要素の物性を示す．3 ケースの地
Ts：固有周期（s）

盤条件について液状化が発生しないと想定して，FLIP に

W：壁体重量（kN）

おいて標準的に用いられている森田ら 9) による設定法に

2

g：重力加速度（m/s ）基づき解析に用いる地盤パラメータを設定した．入力地

K：ばね係数（kN/m）

震動には，港湾施設研究室 HP にて公開されているレベ-5-Naha 波（No.9371）

Yokohama 波（標準，No.9216）

Kobe 波（①，No.9407）

Iwakuni 波（②，No.9519）
図-4.1

入力波時刻歴（有無を検討）（有無を検討）Pile No.1(a）Pile No.2

全体（杭基礎式）

(b）
図-4.2

上部工周辺

N-PIER 概念図

ル 1 地震動の中から，加速度振幅が大きいものから小さ

継続時間および最大加速度を併記している．また，レー

いものまでが含まれるよう，図-4.1 に示す 4 種類の地震

レー減衰パラメータは，地盤の一次固有周期および最大波（工学的基盤，2E 波）

10)応答変位を考慮して= 0.002 とした．既往研究において，を用いた．図には地震波の-6-

表-4.1
地盤

土質区分

3

2

t/m
上層(地下水以浅)
埋土

上層(地下水以深)Ground-1

地盤要素解析パラメータ

基準初期
基準有効
基準初期
湿潤密度
せん断剛
拘束圧
体積剛性
性
kN/m

kN/m

2

kN/m

2

89.8

25,92067,595

1.8

上層

2.0

2.0

上層(地下水以浅)
上層(地下水以深)Ground-2

239.8

45,000117,353

89.8

58,320152,089

1.8

上層

2.0

埋土

2.0

上層(地下水以深)Ground-3

1.8
2.0

下層
上層

原地盤

2.0

下層

寸法
降伏応力
形式

外径 板厚
2

-

m/s

37

0.24

120

0

0
0

38

0.24

150

6

38

0.24

180

10

断面二次
モーメント
4

188,286

0

38

0.24

190

12

325,980

0

39

0.24

250

28

207,011

0

198.5
279.2

m

N/mm

m

0.5

0.009

315
(SKK490)418×10

0.4

0.006

315
(SKK490)

144×10

0.8

0.020

235
(SKK400)

0.6

0.009

235
(SKK400)

730×10

0.4

0.009

235
(SKK400)

211×10

1.0

3.5

0

38

0.24

210

15

1.0
2.5
3.5

0

39

0.24

250

28

4.5

156,800

408,910

0

39

0.24

280

39

9.5

405,000

1,056,176

0

44

0.24

450

50

1.0

降伏
軸方向
応力

降伏
モーメント

kNm

kN

kNm

表-4.2

杭要素解析パラメータ

断面積

全塑性
モーメント

第1勾配

kNm

kNm

m

曲げ剛性

2

第2勾配
2

第Ⅱ種
地盤相当

9.5

325,980

2

m

9.5

4.5

72,200125,000

第Ⅲ種
地盤相当

2.5

0

125,000

142.3

3.5
4.5

279.2

79,380

備考

2.5
3

198.5

72.9

層厚
m

0

下層
上層(地下水以浅)

°

kN/m

N値

0

下層
原地盤

2

S波速度

0

下層

埋土

内部摩擦角 最大減衰

0

下層
原地盤

粘着力

第Ⅰ種
地盤相当

備考

-6

1388×10-5684

8.36×10

4

0

4372

527

1本分
(奥行き2.25m)-6743×10-5219

2.88×10

4

0

2340

169

1本分
(奥行き2.25m)

3730×10-64901×10-52860

7.46×10

5

0

11517

2191

1本分
(奥行き2.00m)-61671×10-5739

1.46×10

5

0

3927

572

1本分
(奥行き2.00m)-61106×10-5323

4.22×10

4

0

2599

248

1本分
(奥行き2.00m)

TYPE-1

TYPE-2

胸壁の照査用震度算定に用いる加速度応答スペクトル算て用いられている．本研究でもそれらを基本としている

出時の減衰定数は，h = 0.4 とすることで二次元地震応答が，杭諸元の影響を検討するため表中の他の諸元の杭に解析や模型振動実験結果と整合するとされており

4)，本ついても検討した．

検討でもその値を用いることとした．

図-4.2 に示されるように，壁体モデルはフーチングに相当する横梁要素に，地上部の壁体を想定した縦梁要素

4.2

骨組解析

を追加することで，水平荷重となる地震時の壁体慣性力

骨組解析には構造解析プログラム N-PIER を用い，図-の作用高さの影響を考慮した．杭基礎式では，壁体モデ4.2 のようなモデルおよび条件を設定した．考慮した杭ルの 4 節点のうち，3 節点を横梁要素の杭接合点

諸元を表-4.2 に示す．なお，地盤の構成は地盤の一次元（Node1 および Node3）と梁中心（Node2）に配置し，地震応答解析と同等の条件を与えている．杭は，図-2.1

縦梁要素には胸壁の重心位置に水平荷重を作用させる節に示されるように，TYPE-1 では径 500mm 肉厚 9mm，点（Node4）を配置した．これらの梁要素は杭要素と比TYPE-2 では径 800mm 肉厚 20mm のものが実設計におい較して非常に大きい剛性とし，上部工そのものの変形は-7-

考慮しない．プログラムの構成上，地表面はフーチングB 
kH  kH 0  H 
 0 .3 

下端面としたが，フーチング深さに相当する上載荷重を

(4)

ここに，

作用させることで，地盤内の拘束圧を整合させている．

kH：水平方向地盤反力係数（kN/m3）

杭要素に作用する地盤の水平抵抗は地盤ばねを用いて

kH0：直径 0.3m の剛体円盤による平板載荷試験の値に相設定することとし，水平地盤抵抗反力係数を N 値から直を用いることとした．既

当する水平方向地盤反力係数（kN/m3 ）で，各種土質試

往研究 4) ではその地盤反力係数算出式の違いによる固有験又は調査により求めた変形係数から推定する場合は式

振動数の差は，加速度応答スペクトルと合わせて求めら(5)により求める．

接評価する港湾基準の式(3)

11)

3 4

れる照査用震度にあまり影響しないことが明らかにされ

kH 0 

た．一方，桟橋の固有振動数を算定する場合においては，

(5)

1
 E0
0 .3

港湾基準における水平地盤反力係数式の 2 倍の値を用いさらに，る方が実際の値に近いという報告があり 12, 13)，胸壁の照E0：地盤の変形係数 （kN/m2）で，式(6)により推定する．

査用震度に関する既往検討においても 2 倍の値を用いる

E0  2800N

ことで有限要素解析での固有振動数に近い値となった 4) ．

(6)

よって，本検討においても同様に，固有振動数算定の際また式(4)において，BH：荷重作用方向に直交する基礎のの骨組解析では，杭要素に接続する地盤ばねの地盤反力

換算載荷幅（m）で，式(7)により求める．

係数式(3)において，係数 a = 2.0 とした．

kH  1500aN

BH 
(3)

(7)

AH

ここで，
AH ：荷重作用方向に直交する基礎の載荷面積 （m2 ）でここに，
kH：水平方向地盤反力係数（kN/m3）

あるが，胸壁のような線状構造物は奥行方向に連続するa ：地盤反力の推定に用いる係数（=2.0，地震時）ため，本検討では，図-4.3 に示すようにコンクリート壁

N：N 値に設置される目地間の壁体を一つの構造物と想定し，そまた，前述のように，地表面はフーチング下端面としの基礎の奥行き断面積を載荷面積として仮定した．たとてフーチング深さに相当する上載荷重を作用させて地盤

えば，TYPE-2 においては杭 5 列分を目地間隔としてお内の拘束圧を整合させており，内部摩擦角と粘着力からり，1 ユニットの奥行 Be=5B とし（B：杭間隔），フー

受働土圧を求め，地盤反力の上限値としている．

チング側面の面積 5BL を載荷面積 AH とした．

フーチング側面の地盤抵抗ばねについては，その有無

直接基礎に関しては，図-4.2（b）に示すように，重による違いを検討している．地盤抵抗ばねはフーチング

心節点と 4 つの地中部節点からなるモデルを設定した．

側面に相当する地中部横梁要素の陸側の節点（Node3）壁体に作用する地盤の反力ばねは，①フーチング側面にに水平方向に配置し，道路橋示方書

14)に示されている

作用する水平地盤反力ばね，ならびに②フーチング底面

以下の式(4)により地盤反力を作用させた．

に作用する鉛直地盤反力ばね，および③水平せん断地盤
反力ばねを用いるモデルとした．①フーチング側面に作用する水平地盤反力ばねは，杭基礎式モデルと同様に，その有無による比較検討を行うこととし，式(4)により地盤反力係数を算出する．この際の換算載荷幅 BH は，奥
行き幅を上部工目地間隔 5m と，フーチング側面の載荷
面積 AH と式(7)により算出した．
これに対し，②フーチング底面に作用する鉛直地盤反
力ばねは以下の式(8) 15) により反力係数を算出する．
 B  0 .3 k V  k V 0  V
 2 BV 

2

(8)

ここに，
kV：鉛直方向地盤反力係数（kN/m3）
図-4.3

kV0：直径 0.3m の剛体円盤による平板載荷試験の値

奥行き 1 ユニットの考え方-8-に相当する水平方向地盤反力係数（kN/m3）

N M
A Z

 

BV：基礎の換算載荷幅（m）で，式(9)により求める．
BV 

式(12)において，

(9)

AV

(12)

N：軸力（kN）
A：断面積（mm2）

ここで，AV：鉛直方向の載荷面積（m2）

M：曲げモーメント（kNm）
Z：断面係数（mm3）

また，③水平せん断地盤反力ばねは，道路橋示方書の式(10)により地盤反力係数を算出し，上部工地中部に設定した 4 節点（Node1～Node4）に地盤反力を配分させた．

k s  kV

直接基礎式胸壁（TYPE-3）では，照査用震度から求まる壁体慣性力と構造諸元を考慮し，それぞれ式(13)お(10)

よび式(14)により転倒および滑動の耐力作用比（安全率）

ここに，の照査を行った．
3

ks：水平方向せん断地盤反力係数（kN/m ） ：鉛直方向地盤反力係数に対する水平方向せん断
地盤反力係数の比
地盤反力係数の鉛直水平比は通常=1/3～1/4 とするが，ここでは，変位が大きく計算される =1/4 を採用した．

FS 

bW
aPH

(13)

FS 

fW
PH

(14)

ここに，

なお，固有振動数は，壁体重心節点に水平荷重を載荷FS：耐力作用比（転倒照査では常時 1.2 以上，異した際の水平荷重‐水平変位曲線の初期勾配（ばね係数

常時 1.1 以上．滑動照査では常時 1.2 以上，異K）を読み取ることで，式(1)により固有周期 Ts（s）（固常時 1.0 以上を標準とする 16)）有振動数：1/Ts（Hz））を算出した．

W：壁体重量（=66.7）（kN/m）
PH：壁体に作用する水平力（kN/m）

4.3

a：水平合力の作用線から壁体底面まで の距離照査用震度を用いた性能照査（=1.25）（m）

照査用震度を用いた性能照査では，壁体水平慣性力を
重心位置に作用させて耐震性能照査を行う．慣性力算定

b：壁体重量合力の作用線から壁体前趾までの距
離（=1.57）（m）

においては，前述の地盤の一次元地震応答解析から求めた地表面での加速度応答スペクトルと，地盤ばねを考慮

f：壁体底面と地盤との摩擦係数（=0.5）

した胸壁構造の骨組解析による胸壁の固有振動数を用い5. 検討結果た．
杭基礎式胸壁（TYPE-1，TYPE-2）では，杭の応力度と支持力に関する照査が考えられるが，本検討では地震

5.1

時の壁体水平慣性力が大きく影響する杭の応力度につい地盤の一次元地震応答解析より求めた地表面での加速

照査用震度て確認する．固有振動数算出で用いた骨組解析モデルの度応答スペクトルについて，各入力波について地盤条件

壁体重心位置に照査用震度から求めた慣性力を作用させ，を Ground-1 としたものを図-5.1 に示す．また，Iwakuni

杭に生じた応力度を以下により照査する．降伏応力は，波および Yokohama 波について地盤条件を Ground-2，

表-4.2 に示されるように TYPE-1，TYPE-2 の鋼管杭のGround-3 としたものを図-5.2 に示す．胸壁の照査用震規格により，それぞれ 315N/m2，235N/m2 である．

度算定における応答スペクトルの減衰定数として，既往

F


y

研究で推奨されている h = 0.4 4) を用いているため，どの(11)条件においてもスペクトル形状はなだらかな形状を示す．
入力地震動により異なるものの，数 Hz から 10 Hz 程度

ここで，まで振動数の増加に伴ってスペクトルは増加し，その後

F：作用耐力比2

σy：降伏応力（N/mm ）は振動数の増加とともに減少を始め，やがて一定の数値

2σ：発生応力（N/mm ）であり，式(12)により求めに落ち着く．また，図-5.1(d)，図-5.2 の Iwakuni 波でる．

地盤条件が異なる場合のスペクトルは他の入力波形と比較して類似しており，スペクトル曲線の形状は地盤条件

-9-

(a)

Naha 波(b)

Yokohama 波(c)Kobe 波(d)Iwakuni 波

図-5.1

入力波ごとの加速度応答スペクトル（Ground-1）の影響よりも入力波の影響を大きく受けていることがわ

固有振動数も合わせて示している．図より，フーチング

かる．

側面地盤抵抗バネの有無により照査用震度が変化してい応答スペクトルと固有周期を用いて算出した照査用震るが，その増減傾向は地震波および地盤条件により異な度について，地盤条件の違いとフーチング側面の地盤抵

る．図-5.4 は，図-5.3 におけるフーチング側面地盤抵

抗ばねの有無による比較を図-5.3 に示す．前述のように，抗が有る場合の震度について，側面地盤抵抗が無い場合

TYPE-1 では径 500mm 肉厚 9mm，TYPE-2 では径 800mmのものに対する増減を比率で示したものである．杭基礎

肉厚 20mm を用いた時のものを示しており，そのときの式の TYPE-1，TYPE-2 における Naha 波と Iwakuni 波で

(a)

(c)

Ground-2，Iwakuni 波(b)Ground-3，Iwakuni 波

Ground-2，Yokohama 波(d)Ground-3，Yokohama 波

図-5.2

地盤条件ごとの加速度応答スペクトル(Iwakuni 波，Yokohama 波)- 10 -

(a)TYPE-1

図-5.3(b)

TYPE-2(c) TYPE-3
フーチング側面地盤ばねの有無による照査用震度の比較
縦軸：照査用震度，横軸：地盤条件（固有振動数）(a) TYPE-1(b) TYPE-2(c) TYPE-3
図-5.4 フーチング側面地盤ばね考慮時の照査用震度変化率
縦軸：照査用震度の変化率，横軸：地盤条件（固有振動数）
は，地盤抵抗ばねを考慮した場合，どの地盤条件でも 10示すような各地盤条件と地震波での加速度応答スペクト～ 45% 程 度 照 査 用 震 度 の 値 は 大 き く な っ て い る が ，ルの形状と，固有振動数の関係によるものである．たとYokohama 波の Ground-2，Ground-3 においては 15%程度

えば，胸壁の固有振動数は胸壁構造諸元や地盤条件によ低下しているケースもあった．これは図-5.1，図-5.2 にり異なるが，フーチング側面の地盤抵抗ばねが有る条件- 11 -

(a) TYPE-1(b) TYPE-2
図-5.5 杭諸元の変化による照査用震度の比較
縦軸：照査用震度，横軸：地盤条件（固有振動数）のほうが数 Hz 程度高く，その付近の振動数で Naha 波やから径 600mm 厚さ 9mm，さらに径 400mm 厚さ 9mm へIwakuni 波での応答スペクトルは振動数とともに大きくと変化させ，照査用震度はそれぞれ最大で 30％程度となり，よって照査用震度は大きくなる．一方，50％程度低下(どちらも Ground-1，Iwakuni 波)した．

Yokohama 波の Ground-2，Ground-3 では，数 Hz から

TYPE-2 のように杭の諸元を大幅に変化させると固有振10Hz 程度まで振動数の増加とともにスペクトルはゆる動数の変化も大きく，照査用震度への影響も大きい．

やかに減小しており，フーチング側面の地盤抵抗ばねを考慮することによる固有振動数の増加で照査用震度は小5.2

さくなっている．

(1) 杭基礎式（TYPE-1，TYPE-2）

性能照査

図-5.3(c)に示す直接基礎形式の TYPE-3 では，フー前項で求めた照査用震度より地震時壁体慣性力を算出

チング側面の地盤抵抗ばねを考慮した場合に各地盤条件

して骨組解析モデルに作用させ，鋼管杭に生じた軸力おにおいて固有振動数は 3Hz 程度増加している．ただし，よび曲げ応力度について，式(11)，(12)により作用耐力

フーチング側面地盤抵抗の有無にかかわらず固有周波数比としたものを図-5.6 に示す．ここでは，港湾基準におは杭基礎式よりも比較的高く（4～13Hz），その振動数

ける桟橋の杭の応力照査の場合と同様に，杭要素に作用

帯でスペクトル曲線はあまり増減が無いことから，杭基する地盤の水平抵抗を表現する地盤ばねについて，式(3)礎式と比較して，読み取られる最大加速度には大きな差における係数 a を 1.0 とした．降伏応力は TYPE-1，が生じなかった．

TYPE-2 の鋼管杭の規格により，表-4.2 に示される値を

図-5.5 には杭基礎式について鋼管杭の諸元を変化させ用いている．図-5.6 においては，フーチング側面の地盤た場合の照査用震度の比較結果を示している．どちらの抵抗ばねの有無と，杭諸元を変化させた場合の比較も示

構造形式も，管径や板厚を小さくしたことにより胸壁のしている．

固有振動数は低下し，その周波数帯におけるスペクトル
形状の影響もあって照査用震度も低下した．TYPE-1 は径 500mm 厚さ 9mm から径 400mm 厚さ 6mm に変化させて お り ， 照 査 用 震 度 は 最 大 で 20 ％ 程 度 （ Ground-3 ，Iwakuni 波）低下した．TYPE-2 は径 800mm 厚さ 20mm

表-5.1

地盤抵抗ばねの有無による壁体慣性力の比較（TYPE-1（Φ500，t=9mm），波）Ground-2
地盤条件
Ground-1
Ground-3
フーチング側面
地盤ばね

無

有

無

有

無

有

照査用震度

0.41

0.60

0.46

0.56

0.49

0.58

①壁体慣性力[kN]

161.5

236.4

181.2

220.6

193.1

228.5

②フーチング側面
地盤ばね反力[kN]

―

100.1

―

105.8

―

105.8

①-②[kN]

161.5

136.3

181.2

114.8

193.1

122.7

- 12 -

(a)

地盤抵抗ばねの有無による比較（TYPE-1）(c)

地盤抵抗ばねの有無による比較（TYPE-2）

(b)

(d)

杭諸元の変化による比較（TYPE-1）

杭諸元の変化による比較（TYPE-2）

図-5.6 各比較条件における杭の応力照査（a=1）
縦軸：作用耐力比，横軸：地盤条件（固有振動数）
フーチング側面の地盤抵抗ばねの有無による比較をすの，照査用震度は増加するものが多くあった．しかし，ると（図-5.6(a)，(c)），すべての地盤条件および入力

表-5.1 に TYPE-1 で Iwakuni 波の場合における地盤抵抗

波において，地盤抵抗ばねを考慮した場合に作用耐力比

ばねの有無による壁体慣性力，フーチング側面地盤反力の低下が見られた．図-5.7 は，図-5.6(a)，(c)におけるとその合力を示すように，フーチング側面ばねが有るこ

フーチング側面地盤抵抗が有る場合の作用耐力比についとによる壁体慣性力の増分は，フーチング側面の地盤ばて，側面地盤抵抗が無い場合に対する増減の比率で示し

ね反力よりも小さい．フーチング側面の地盤ばね反力はたものである．入力最大加速度の大小によりその影響度

壁体慣性力に対して抵抗側に作用する．よって，フーチは変わるが，地盤抵抗ばねを考慮しない場合よりも，ング側面ばねが有る場合，壁体を側方に押す外力となる

TYPE-1 で最大 80%程度，TYPE-2 では最大 70%程度作用

壁体慣性力とフーチング側面地盤ばね反力の合力は小さ

耐力比は減小する．前項に示すように，地盤抵抗ばねをくなり，結果として杭応力の作用耐力比が減少している．

考慮すると胸壁の固有振動数は増大し，条件によるもの

管径と板厚を小さくした場合では，杭応力の作用耐力(a) TYPE-1(b) TYPE-2

図-5.7 フーチング側面地盤ばね考慮時の作用耐力比変化率（a=1）
縦軸：作用耐力比の変化率，横軸：地盤条件（固有振動数）- 13 -

(a)

(c)

(b)

地盤抵抗ばねの有無による比較（TYPE-1）

地盤抵抗ばねの有無による比較（TYPE-2）(d)

杭諸元の変化による比較（TYPE-1）

杭諸元の変化による比較（TYPE-2）

図-5.8 各比較条件における杭の応力照査（a=2）
縦軸：作用耐力比，横軸：地盤条件（固有振動数）
比は増加した（図-5.6(b)，(d)）．TYPE-1 では，地盤を参考に検討しているが，地震動や地盤等の条件が実際

条件や入力波により異なるが，径 500mm 肉厚 9mm を径とは異なることや，地震時の曲げ挙動だけでなく支持力

400mm 肉厚 6mm とすることで作用耐力比は 2 倍程度にや施工等の他の条件の影響も受けて杭諸元が決まること大きくなった．TYPE-2 では，径 800mm 肉厚 20mm を径から，杭応力の作用耐力比が 1.0 に対して余裕があった

600mm 肉厚 9mm とすると作用耐力比は 3～4 倍程度に，ことが考えられる．また，フーチング側面の地盤抵抗を

径 400mm 肉厚 9mm とすると 5～8 倍程度に大きくなっ考慮した場合，杭応力の作用耐力比は大きく減少して危た．これらの作用耐力比の増加は，表-4.2 に示される断険側の評価となった．他種構造物の浅い基礎においても面耐力である降伏モーメントの低下が大きな要因であり，フーチング側面の地盤抵抗を考慮しないことは多く，胸前項で述べた照査用震度の低下による影響は少ない．

壁の杭応力度の照査においても，フーチング側面地盤抵

これらの検討では，いずれの条件においても杭応力の抗を考慮しないことでより安全側の設計を行うことがで作用耐力比は 1.0 を超えず，十分な耐力を有している結きる．

果となった．これは，本検討では実際に設計された胸壁(a)

図-5.8 には，胸壁の固有振動数を求める際の骨組解析(b)

TYPE-1

TYPE-2

図-5.9 フーチング側面地盤ばね考慮時の作用耐力比変化率
縦軸：作用耐力比の変化率，横軸：地盤条件（固有振動数）- 14 -

(a)Naha 波，Yokohama 波(b)Kobe 波，Iwakuni 波

図-5.10 転倒照査における耐力作用比（直接基礎式，TYPE-3）
縦軸：耐力作用比，横軸：地盤条件およびフーチング側面地盤反力の有無（固有振動数）(a)

Naha 波，Yokohama 波(b)Kobe 波，Iwakuni 波

図-5.11 滑動照査における耐力作用比（直接基礎式，TYPE-3）
縦軸：耐力作用比，横軸：地盤条件（固有振動数）と同様に，杭要素への地盤反力の推定に用いる地盤反力

変位は最大で 12mm（径 400mm 肉厚 9mm，Iwakuni 波，係数の式(3)において係数 a を 2.0 とし，各比較条件につGround-3，地盤抵抗ばね考慮無し）であった．

いて杭応力の作用耐力比を算出した結果を示している．

検討で用いた港湾基準における N 値から算出する杭へ

図-5.6 と比較すると，フーチング側面の地盤抵抗ばねをの地盤反力係数（kH=1500aN）は，杭の横方向載荷試験

考慮した場合では作用耐力比の変化はほとんど無かった

結果を集めて求められたものである．載荷試験より求めが，地盤抵抗ばねを考慮しない場合では作用耐力比はす

た地盤反力係数は杭変位の増大とともに減少するものでべてのケースにおいて減少している．図-5.9 は，図-あり，港湾基準における地盤反力係数は杭頭水平変位が5.8(a)，(c)での杭への地盤反力係数式(3)において a =1cm のときの値として整理されている 17)．本検討での照2.0 としたときの作用耐力比について，図-5.6(a)，(c)査用震度作用時の杭頭変位は最大で 12mm（径 400mmの a = 1.0 の場合に対する増減の比率で示したものである．

肉厚 9mm，Iwakuni 波，Ground-3，地盤抵抗ばね考慮無

この図より，フーチング側面地盤抵抗を考慮しない場合，

し）であり、他に 1cm を超えたものが 1 ケースあったが，

a = 2.0 とすることにより作用耐力比は a = 1.0 の場合よ

ほとんどのケースにおいて杭頭変位は 1cm 以下であった．

りも 10～20%割程減少している．フーチング側面地盤抵

よって，本検討における杭頭変位は港湾基準での地盤反抗がある場合にはその地盤抵抗が大きく，杭要素への地力係数算定時の杭頭変位と同等以下であり，地盤反力係

盤反力係数の違いが作用耐力比に与える影響は大きくな

数が港湾基準のものよりも小さくなって杭の応力が増大

いが，フーチング側面地盤抵抗が無い場合には，杭へのし，危険側となる可能性を考える必要はない．よって，

地盤反力係数を 2 倍としたことで杭に作用する水平方向

胸壁のレベル 1 地震動の照査用震度作用時の杭応力照査

地盤反力は増加して作用耐力比は小さくなり危険側の評時において港湾基準による地盤反力係数を用いることは価となったと考えられる．よって，フーチング側面地盤

妥当であると考えられる．
(2) 直接基礎式（TYPE-3）

抵抗を考慮しない条件において，杭に接続する地盤ばね

図-5.10，図-5.11 は直接基礎である TYPE-3 について，の地盤反力係数は通常の 1 倍とすることにより安全側の前項で求めた照査用震度より地震時壁体慣性力を算出し，設計を行うことができる．

式(13)，(14)により転倒および滑動の照査を行ったもの

上述の検討において，照査用震度作用時の杭頭の水平- 15 -

を示している．ここでは，フーチング側面の地盤抵抗ばの方が大きい．
(2)

ねの有無による，安全率に相当する耐力作用比を比較し算出した照査用震度を用いて地震時壁体慣性力をている．フーチング側面の地盤抵抗ばねを考慮して照査求め，骨組解析モデルに作用させて鋼管杭に生じ用震度を求めた場合においては，転倒および滑動照査にた軸力および曲げ応力度について照査した．杭応

おいてフーチング側面に受働土圧が作用するとしており，力度の作用耐力比は，フーチング側面地盤抵抗ば港湾基準に示される地震合成角θを考慮する地震時の受ねを考慮することにより減少した．地盤抵抗ばね

働土圧を用いている．

を考慮すると胸壁の固有振動数は増大し，条件に転倒照査では，Naha 波において，フーチング側面のより照査用震度は増加するものも多くあった．し地盤抵抗を考慮することによって Ground-1 では 2.36 程かし，その増分は壁体慣性力に対して抵抗側に作度 耐 力 作 用 比 （ 安 全 率 ） が 減 少 （ 12 ％ 減 少 ） し ，用するフーチング側面の地盤反力よりも小さく，

Ground-3 では 3.49 程度増加（18％増加）がみられた．

杭を曲げようとする壁体を水平に押す力が小さく

一方，それ以外の地震動ではフーチング側面の地盤抵抗なり，結果として作用耐力比は減少した．一方，有無による変化はほとんど見られなかった．これは，照鋼管杭の径や板厚を小さくした場合，作用耐力比

査用震度が比較的大きい条件では，フーチング側面受働は増加した．これは，杭の断面耐力が低下するこ

土圧の作用位置が低いために転倒に対する抵抗が相対的とが主要因であり，固有振動数の低下による照査に小さいことが要因と考えられる．過去の港湾基準 16)の

用震度の変化の影響は小さい．いずれの結果でも重力式岸壁の照査では地震時において転倒安全率は 1.1

杭応力の作用耐力比は 1.0 を超えず，十分な耐力以上（常時において 1.2 以上）が求められており，ここを有している結果となったが，フーチング側面のではどの条件においても転倒安全率を満足している．

地盤抵抗を考慮することで作用耐力比は減少して滑動照査では，過去の港湾基準 16)の地震時の重力式岸危険側の評価となった．杭への地盤抵抗の算定に

壁の照査において滑動安全率が 1.0 以上（常時 1.2 以上）用いる地盤反力係数を照査用震度算定時と同様にが求められるが，加速度の大きい Iwakuni 波ではフーチ

2 倍とした場合も，フーチング側面の地盤抵抗をング側面の地盤抵抗を考慮した Ground-3 以外のケース考慮しない場合では杭応力の作用耐力比は減少し，において，耐力作用比が 1.0 を下回った．フーチング側

危険側の評価となった．また，照査用震度算定時

面の地盤抵抗を考慮した場合，滑動照査ではいずれの地の杭頭水平変位量を確認し，港湾基準における N

震動・地盤条件においても数値は増加する傾向にあった．

値から算出する杭への地盤反力係数を用いること

Naha 波や Yokohama 波においては地盤条件により耐力作の妥当性を確認した．

用比が 4 割程増加するケースもあり，滑動照査ではフー(3)算出した照査用震度を用い，直接基礎式胸壁の転

チング側面の地盤抵抗を考慮することにより危険側の判倒および滑動の安定照査を行った．転倒について

定となることが明らかとなった．

はフーチング側面の地盤抵抗の有無の影響はあまり大きくなく，耐力作用比（安全率）はあまり変

6. まとめ化しない．滑動においては，いずれの地震動・地盤条件においても，フーチング側面地盤抵抗を考

本研究の検討から得られた結論を以下にまとめる．

慮することにより耐力作用比（安全率）は増加す(1)

既往研究での胸壁の骨組解析から求めた固有振動る傾向にあり，杭基礎式の場合と同様に，危険側数と加速度応答スペクトルによる照査用震度算定の判定となることが明らかとなった．
(4)

法の有効性を確認するため，その方法を用いて杭基礎式および直接基礎式のどちらの場合も，種々の形式の胸壁について港湾のレベル 1 地震動

フーチング側面地盤抵抗を考慮しないことで安全に対する照査用震度を算定した．胸壁の固有振動側の照査となり，実務的により安全に配慮した設

数はフーチング側面地盤抵抗ばねを考慮すると増計を行うことができる．

加し，管径や板厚を小さくすると減少する．算出（2018 年 2 月 2 日受付）

される照査用震度は胸壁固有振動数の増加により謝辞変化するが，その増減は加速度応答スペクトル曲線の形状により異なる．加速度応答スペクトルの本研究の実施においては，水谷崇亮基礎工研究グルー

形状は，地盤条件よりも入力地震波形による影響

プ長にご助言を頂いた．ここに記して謝意を表します．

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参考文献
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港湾空港技術研究所資料

No.1343

２０１８．６

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