土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 74, No. 4（地震工学論文集第37巻）, I̲986-I̲1001, 2018.

熊本地震における水道施設の被害分析～杭・井戸の被害検証と現耐震設計法の課題～
宮本 勝利1・小西 康彦2・飛田 哲男3・鍬田 泰子4・中澤 博志5

1正会員

2正会員

株式会社日水コン 大阪水道部（〒564-0063 大阪府吹田市江坂町1-23-101）
E-mail: miyamoto_k@nissuicon.co.jp

株式会社日水コン

事業統括本部建設マネジメント室（〒163-1122 東京都新宿区西新宿6-22-1）
E-mail: konisi_y@nissuicon.co.jp

3正会員

関西大学准教授 環境都市工学部都市システム工学科（〒564-8680 大阪府吹田市山手町3-3-35 第4学舎第6実験棟4階）
E-mail: tobita@kansai-u.ac.jp
4正会員

5正会員

神戸大学准教授

防災科学技術研究所

大学院工学研究科（〒657-8501 神戸市灘区六甲台町1）
E-mail: kuwata@kobe-u.ac.jp
地震減災実験研究部門（〒305-0006 茨城県つくば市天王台3-1）
E-mail: a.nakazawa@bosai.go.jp

熊本地震では，水道施設にも多数の被害が生じたが，河川に囲まれた軟弱な粘土層と飽和砂層で構成された低地にある水道用井戸の水源地周辺においては，想定していなかった顕著な地盤変状に伴う水道施設の被害や，新耐震基準以降に建設された水道施設の建築物に基礎被害が多数確認された．筆者らは，浄水場や下水処理場および上下水道管路網の地震被害軽減対策を研究しており，これらの水道施設の被害と液状化を含む地盤の地震時挙動との関連性や対策に関する知見を得るために各種調査や検証解析を実施した．
本報告では，これらの調査結果を報告するとともに，熊本市の水道事業において特に重要な井戸水源地施設の基礎杭及び井戸ケーシングを対象として，地震被害のメカニズムや要因を分析し，今後の耐震設計における留意点などを考察した．

Key Words : pipe, water pipe bridge, countermeasures against liquefaction, earthquake damage, water supply system

1. はじめに実施しているところである．しかし，水道事業は地方公営企業法に基づき独立採算制であることもあり，投上水道施設は，生活に不可欠なライフラインであり， 資可能額の制約，配置技術者数の制約などにより，平水道法では地震時にも損傷しないこと，あるいは損傷
成27年度末の耐震化率2)は，浄水施設が25.8％，配水池が51.5％，配水管などの基幹管路が37.2％と未だ低いレベ
しても機能を維持し早期に復旧できることが求められる．しかしながら，過去の大地震における被害では，
上水道施設がひとたび被害を受けると，住民への飲料水の供給が断たれるなど，非常に大きな影響を与える事例が多い例えば1)．
このような状況のもと，水道事業を運営する全国の自治体などでは，浄水場における処理施設や建築物，また，浄水場から送水された水道水を貯留する配水池や需要者に供給する埋設管路などから構成される水道システム全体を対象として，耐震化率向上のための事
業（耐震診断，耐震補強設計，耐震補強工事など）をルにある．そこで，早期にかつ効果的に耐震化を達成するためには，確実に耐震上の弱点への対策を集中的に実施するなど，できるだけ無駄な投資を抑えることが重要である．そのためには，設計実務において様々な水道施設の地震時の被害実態と合致した耐震設計（診断）手法を適用することに関して，より多くの知見を蓄積し検討する余地がある．
一方，熊本地震では，熊本市上下水道局の水道用井
戸水源地周辺において，水管橋の橋台取り合い部の管路が周辺地盤の著しい変状の影響により甚大な被害をI̲986

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受けた3)．東北地方太平洋沖地震においても液状化に伴う著しい地盤変状により，構造物取り合い部の管路に想定を大きく超える1m程度の相対変位が生じ甚大な被害4)となったが，設計指針5)ではこれらの構造物取り合い部の被害パターンを十分に網羅できているとは言えない．
また，同じく井戸水源地において，昭和55年改正の建築基準法（いわゆる新耐震基準）が適用され設計・施工された水道施設の建築物に多数の地震被害が確認された．さらに，その要因としてこれまでの設計実務においては考慮することのない連続する地震（前震＋本震）の影響が考えられるなど，現行の各種基準や設計
指針5),6),7),例えば8)では網羅していない地震の影響が要因となった可能性がある．
筆者らは，これらの井戸水源地及びその周辺における水道施設の被害に着目し，熊本市上下水道局の御協力のもと，上下水道局担当者や地域住民へのヒアリン
グ，水源地施設の被害状況の測定，地震後の地盤調査
や地形測量調査の実施，さらにそれらの結果を踏まえ地盤や構造物（杭）の動的解析などによる検証解析を実施した．そして，被害実態を整理するとともに，構造物の杭や井戸ケーシングなどの地中構造物に対象を絞り，被害のメカニズムや要因について分析した．さらに，これらの結果を踏まえ主に水道施設に関する現
耐震設計法の課題などを抽出した．

2. 熊本市における水道用井戸水源地の概要
熊本市の水道事業では，50箇所（現在休止中の施設含む）の水源地を有し，水道水の全量をこれらの水源地にある深井戸からの地下水で賄っている．本調査において地震被害の調査・分析を行う水源地は，図-1に示すような河川に囲まれた低地にあるA水源地とB水源地である．この2箇所の水源地の取水量の合計は約80,000（m3/日）であり，熊本市全体の取水能力の約3割を占める重要な水源地である．A水源地，B水源地ともに深さ約150m～200mの深井戸により地下水をポンプにより汲み上げており，A水源地には8箇所，B水源地には10箇所の深井戸がある．また，A水源地，B水源地それぞれ1箇所の配水場があり，複数の井戸から汲み上げた水を集めて塩素剤注入による滅菌処理を行った後に大容量の配水池に一旦貯留し，配水ポンプにより各家庭や事業所などに水道水を供給している．

3. 地震被害状況の調査結果(1) 地盤変状とそれに伴う水管橋の被害
図-1 に示す水管橋の被害として，A 水管橋（写真-1）
では図-2 や写真-2 に示すように橋台の周辺地盤変状に伴う水管橋の橋台取り合い部の埋設管路の損傷・漏水や，図-2 や写真-3 に示すような橋台の移動に伴う水管橋本体の支承部と伸縮管の損傷・漏水などが確認された．また，橋台取り合い部の埋設管路の損傷は C 水管橋でも確認され，橋台の移動に伴う水管橋本体の被害
は B 水管橋でも確認された．なお，水管橋本体には地震の強い揺れに伴う慣性力の作用による変形や損傷被害は確認されず，主に地盤や橋台の変位による被害であったと考えられる．
ここでの大きな地盤変状の要因として，液状化による側方流動，盛土などの緩い地盤のゆすり込沈下，軟弱粘土の地震の揺れに伴う剛性低下，及び護岸崩壊による地盤の側方移動などが考えられたが，明確にはできなかった．
なお，これらの水管橋の設計実務においては，耐震
設計指針5)に従い，基本的には震度法を適用することが多いこともあり，橋台や基礎杭の設計も含めてこのよ
うな周辺地盤の変状を考慮することは少ない．よって，設計実務においても，橋台周辺地盤の変位による地震作用が大きいと判断できる場合は，地盤-構造連成系モデルの適用などにより，それらの影響を見落とさず適切に評価する必要がある．
ただし，今回のような複雑な地盤変状を設計実務に
管支持台アンカーボルト切断

ＳＰ800水管橋
GL（地震前）50cm沈下
B配水場

橋台
管破損

A水源地

漏水
漏水

B水源地

（深井戸8ヶ所） （深井戸10ヶ所）

護岸ブロック損壊

移動

可とう管

許容変位量
オーバー

A配水場

図-1 水源地概要図

I̲987

漏水
漏水

護床ブロック損壊
杭の破損
図-2 水管橋被害イメージ

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3500

6000

(設備室)

4000

（断面図）

Φ600，L=200m
井戸ケーシング
杭6000

写真-1 水管橋全景

8000

25000

（平面図）

単位（mm）

図-3 井戸ポンプ室建屋概要図(2) 井戸施設の被害
写真-2 道路橋周辺地盤の変状
A 水源地，B 水源地の多くの井戸施設では写真-4，写真-5 に示すように，井戸ポンプ室建屋（図-3 参照）の
傾斜・沈下が生じた．それにより写真-6 や図-4 に示す
ように，建屋内にある井戸ケーシング（変状していない）頂部が見かけ上突上がった状態となり，段差が生じたことに伴い管路などの設備被害が生じた．これらの被害はいずれも前震時でなく本震時に確認された．
そして，長期間の運転停止を余儀なくされた．その結果，熊本市では A 水源地における 8 か所の井戸のうち，1 か所のポンプ室建屋，B 水源地における 10 か所のうち7 ヶ所のポンプ室建屋の全面更新を余儀なくされる甚大
写真-3 護岸沈下・橋台移動に伴う水管橋被害
な被害となった．また，他の水源地の井戸においては，
3 箇所で地表付近の地盤中の井戸ケーシングの損傷が確おいてモデル化することが困難な場合もある．そこで， 認された．
この井戸ポンプ室建屋の傾斜や沈下による原因としこういった想定困難な大きな地盤変状が危惧される場て，建屋の壁には軽微なひび割れが散見される程度で合は，橋台の移動やそれにより水管橋の管路部が変形あり，ポンプ室を支持する柱や壁部材及び基礎フーチ
し水道水の通水機能が低下することは許容するも，落ングには全く変状は見られなかった．また，検証計算
橋や脱管・漏水は回避し，断水と二次災害の防止を行の結果，杭の先端支持力は十分に確保されていること
うことを目標に対策を検討すべきと考える．例えば，が確認できたことから，図-4 のイメージ図に示すよう延性に富んだ大きな相対変位にも対応できる管材料のに杭本体の甚大な損傷によるものと考える．
採用など，水道施設としての必要機能を十分に踏まえ杭の詳しい損傷状況については，今後建屋の更新工
柔軟な対応が必要と考える．
事を実施する際の現状の構造物取り壊し時に，調査す
なお，A 水管橋の漏水被害は，4 月 16 日の本震後に確ることを予定しているが，ここでは，現状で得られる認したものであり，前震時には管からの漏水などの顕著な変状は確認していないとのことである．そのため， 情報から杭の損傷状況を推察する．今回のような大きな沈下や傾斜の要因としては，まず，上部構造物の慣
地盤の変状と同様に地震が連続したことにより，水管性力の影響により杭頭部に破壊が生じた後に杭の軸心橋の被害が大きく拡大したことも考えられる．

I̲988

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管設備被害

設備室

沈下

沈下

傾斜

杭損壊

杭損壊

杭

写真-4 井戸ポンプ室建屋 A の傾斜・沈下
井戸ケーシング
変状見られないP

図-4 井戸ポンプ室建屋の被害イメージ図
非常用
発電気室
配水池

配水ポンプ室棟

流出弁室

写真-5 井戸ポンプ室建屋 B の傾斜・沈下
排水路

写真-7 A配水場の主要施設

写真-6 井戸ポンプ室建屋内の管路設備被害

要因は，図-4 に示すように地中部の地盤の変位に伴い杭が強制変位を受け複数ヵ所において破壊し，杭の傾
斜や軸心のずれが生じ，さらに上部構造物のロッキングの影響も受け鉛直支持力を維持できなかったことが考えられる．破壊の形態としては，破壊の程度が大きいと推定されることから，せん断先行破壊の可能性が考えられる．
また，図-4 に示すように，全ての井戸ポンプ室建屋
において建屋の沈下は一様でなく傾斜が見られた．これは，井戸ケーシングは建屋の床版と固定されており，地震の影響により固定部に損傷が見られたものの建屋の沈下を抑制する効果があったためと考える．
さらに，本震後において建屋の傾斜や沈下が確認さ
れ，前震後には確認されていないことから，連続する地震の影響によって，段階的に杭の破壊，杭軸心のずれや傾斜，及び沈下が生じた可能性もあると考える．

にずれが生じ，上部構造部のロッキングの影響も受け
鉛直支持力を維持できなかったことが考えられる．ただし，図-4 のイメージ図に示すように建屋と一体となっていた地下 200m の深さの井戸ケーシングの内部をカメラ調査した結果などから，井戸ケーシングには地上部と地下部ともに建屋の水平移動に伴うような損傷や変形は見られなかったことと，地表面にも建屋が水平移動した形跡は全く見られなかったことなどから，慣性力の影響による杭頭の破壊だけでは，今回のような上部構造物の大きな沈下や傾斜には至らないと考える． (3) 配水場の被害
また，地盤の側方流動に伴う杭の破壊についても地
A 配水場には，写真-7 に示すように，比較的規模の大
表面地盤の水平変位は全く見られなかったことから考
きい建築物や水槽構造物（配水池・PC タンク）が設置
えにくい．
されている．
このようなことから，今回の構造物の沈下や傾斜のA 配水場では，これらの建築物や配水池等の構造物にI̲989

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害が想定される．

4. 地盤状況の調査結果(1) 地盤条件の考察
A 水源地にある A 配水場内の地質調査結果と主要構
造物の杭の概要を図-5 に示す．
既往の地質調査結果より，A 配水場並びにそれに近接する傾斜や沈下が見られた井戸ポンプ室建屋 A 周辺は，
写真-8 構造物周辺の沈下状況
ほぼ図-5 に示す地層条件の水平成層地盤であり，さらに，A 水源地全体もおおむね同様な地層条件の水平成層
は機能上問題となるようなひび割れなどの損傷被害や， 地盤である．
図-5 に示すように，地表から 15m 程度の深度までは，
傾斜・沈下などの被害も確認されなかった．ただし，
N 値が 5 以下の緩い地盤であり，それ以深は比較的密な配水池と流出弁室を連絡する埋設管路が大きく損傷し阿蘇火砕流堆積物（Aso）を主体とする洪積層となる．
多量の漏水が生じた．この被害の要因は，被害状況か
排水路を除き各構造物の杭の先端支持層は，N 値が 30
ら配水池と流出弁室の地震時挙 動の違いや，流出弁室程度以上の阿蘇火砕流堆積層としている．
の基礎杭の損傷による移動によるものと考えている．
両施設の間に伸縮可とう管が設置されておらず，管路(2) 粘土・シルト層（Ac1，Ac2）の考察がこれらの相対変位に追随できなかったことが考えら
地表付近にある粘土・シルト層（Ac1，Ac2）は，いれる．この被害事例からも，構造物取り合い管路部にずれも柔らかい沖積粘土である．N値がほぼ0であり，Aおける対策が重要なことがわかる．なお，この管路部
配水場の構造物周辺で見られた地盤沈下の要因としての被害も本震時に生じたものである．
考えられた．そのため，これらの層を対象に圧密試験
また，写真-8に示すように主に構造物周辺の地盤沈下を実施したが，過圧密状態であり，この結果からは沈が顕著であった．これにより，地表面付近に埋設され下の要因として考えにくい．なお，これらの地層は，た塩素注入管路の損傷被害を招き配水場全体の機能に
耐震指針9)に従い，細粒分含有率FCや塑性指数IPから，大きな影響を与えたことから，耐震設計の実務において，注目すべき被害である．このような構造物周辺付
液状化の判定を行う必要のない地層であると判断した．
近の地盤沈下のメカニズムとして，構造物構築時の埋(3) 液状化層についての考察（As1，Ac3）
戻し土や盛土などの比較的緩い地盤のゆすり込沈下の影響が大きいと考える．これらの地盤の液状化も考え
沖積As1層とAc3層は，耐震指針9)に従い液状化の判定られたが，液状化による噴砂は極めて局部的であり，（FL法）を実施した結果，液状化すると見なす地層でその影響は小さいと考える．
あると判断できた．
また，この配水場は護岸に近接することから，護岸
特にAs1層の粒度分布については粒径がかなり揃って側への地盤の側方移動（1m程度）とそれに伴う地盤沈おり，東北地方太平洋沖地震の際に茨城県企業局鰐川
下も確認された．この地盤の側方移動の影響により，浄水場を1か月以上にわたる運転停止といった甚大な被場内の排水路（写真-7）の側方移動や構造目地の開きが害をもたらす要因となった非常に顕著な液状化層（埋生じた．
土層）10)の粒径分布とかなり近似することから，同様の
この配水場のように浄水場などでは地表面付近に機顕著な液状化が生じる可能性があると考えた．
能上非常に重要な設備（電機ケーブル，電柱，薬品移
なお，図-5に示すように，これらの液状化地盤中に，送管路等）や水道管路が設置されているケースも多い． 上部構造物の傾斜・沈下が見られたポンプ室建屋Aの基
そこで，現行の耐震指針5)には具体的な記述がないが，礎杭や，水平移動が確認されたA配水場の排水路の基礎杭がある．そのため，これらの基礎杭の大きな破壊は，
従来の設計では考慮することのないこれらの埋戻し土
既往の被害調査事例10)なども参考に液状化地盤の地震変や盛土，及び周辺に護岸がある場合は，水道施設としての総合的な機能維持に着目し，地盤に由来するリス
位による可能性が考えられる．同様の液状化地盤にあク調査や対策検討を十分実施することが重要と考える． る水道池状構造物の杭の被害事例として，過去の地震
なお，場内の排水路や流出弁室には水平移動や上下において上部構造物の傾斜が見られた杭を引き抜いた移動が確認されたことから，これらの基礎杭の損傷被ところ，写真-9に示すように液状化層全体に渡って杭I̲990

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深度N値(m) 0 30 50 地層 FC(%)
B
0m
Ac1
66
75
Ac2
10
As1
-10m
Ac3
34
Dg
-20m

Aso-4cAso-4s-30m

Dc
Aso-3s-40m

Aso-3g

12

IP
68
31
NP
11
NP

圧密降状応
Pc(kh/m2)

排水路
PC杭
φ300
(A種)

配水池(PCタンク)
鋼管杭
Φ500

43
65

(B種)

▽-16

(A種)

▽-20
▽-21
非常用発電機室
井戸ポンプ室建屋A
鋼管杭
PC杭
Φ500
φ400
阿蘇火砕流堆積物(B種)●新生代四紀更新世●硬さ・締まりは,
杭概要図
中程度～非常に硬い▽-22
配水ポンプ室PC杭Φ500(B種+A種)▽-43

図-5 土質調査結果図及び杭概要図

PC杭

単位(m)

写真-9 池状構造物の杭被害例（阪神水道企業団より提供）のせん断破壊とみられる著しい損傷が確認されている．
このようなことから，液状化の影響を考慮し基礎杭の被害分析を行うことが必要と考えた．
また，図-5に示すようにA水源地の液状化層の上部には層厚が大きく透水係数の小さい粘土・シルト層（As1，
Ac2）があり，水源地一帯に液状化層が露頭するような地形は見られず，液状化による噴砂も局部的にわずかに見られる程度である．そのため，液状化が生じた場
合，過剰間隙水圧が地表に消散しにくい状況にあり，
長時間にわたり水圧が高い状態（液状化層の剛性が低い状態）を維持しやすい．これより，今回の地震のように水圧が消散しない期間内に大きな地震が連続して生じる場合は，液状化による影響がさらに大きくなることが懸念され，検証解析などで分析する必要があると考えた．

5. 杭・井戸の検証解析などによる地震時挙動の分析(1) 分析の目的
今回調査を実施した様々な水道施設の地震被害において，設計実務の視点で最も注目すべき被害は，甚大な基礎の被害が確認された井戸ポンプ室建屋の被害である．その理由としては，被害のあった井戸ポンプ室
建屋は現行と変わらない建築基準例えば8)に基づいて設計・施工された構造（杭）も含まれることである．
また，今回の建屋の顕著な傾斜や沈下の要因と考えられる杭の破壊について，その被害状況から主に液状化地盤中の地盤変位の影響が支配的と推測したが，水道施設（池状構造物，水管橋，建屋など）に用いられる杭に適用される現行の耐震指針 5),7)では，同様の液状化地盤であっても主に構造物の慣性力が支配的と考え基本的に震度法を適用することとしている．そして，杭を対象とした設計実務においても，ほとんどが震度法を適用しており，地盤変位を考慮することは稀であることにも注目すべきである．さらに，現行の耐震指
針 5),6),7), 例えば 8)には考慮されていない連続する地震の影響により，液状化などに伴う被害が拡大した可能性がある点も併せて注目すべきである．
このようなことから，今回の井戸ポンプ室建屋の被害については，現行の耐震基準類が網羅できていないことが考えられる．
そこで，現行と変わらない建築基準に基づいて設計されたと考える井戸ポンプ室建屋Aを中心に地盤や杭の地震時挙動の分析を行い，被害のメカニズムや要因，
並びに耐震基準類の適応性などについて考察するものとした．そして，今後の熊本市における井戸施設の本復旧における適切な耐震設計法などを提案することとした．さらに，現行の水道施設の耐震指針5)における課題についても抽出することとした．
なお，既往の研究 11),12),13)でも液状化地盤中の杭基礎に対する地盤変位の影響に着目しており，そこでも慣性力の影響との比較を行った上で地盤変位の影響が支配的であるとの結論としている．ただし，これらの研究
は主に解析的な検討のみ行っているものが多く，実地盤の詳しい地盤調査結果や実地震動を用いて大きな被害のあった基礎杭の被害状況と比較分析した研究事例は少ない．特に埋立地等での液状化に伴う側方流動の影響による基礎杭の実被害を分析する研究 14), 例えば 15)は比較的多いものの，今回のように埋立地でなく明瞭な側方流動が地表で確認されていない状況において，液状I̲991土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 74, No. 4（地震工学論文集第37巻）, I̲986-I̲1001, 2018.

化地盤中の杭の実被害を分析している研究事例は貴重と考える．このようなことから，今回の被害分析を行うことは価値があると判断した．
さらに，本検討では，この被害分析結果を設計実務に活用することを目的として，現行の耐震指針 5),7), 例えば 8)を適用した場合の解析を実施し実被害と比較することにより，現行の耐震指針の課題を具体的に示すことも，今後の耐震設計の方向性を示す上で価値があると判断した．
(2) 検証解析の対象
本検討では，上部構造物に傾斜や沈下などの基礎杭の被害傾向が見られた施設として，井戸ポンプ室建屋AとA配水場内（写真-7参照）の排水路の杭だけでなく，被害傾向の見られないA配水場内の配水池（PCタンク），
配水ポンプ室，非常用発電気室の杭も対象とした．さらに同様に，地中部に損傷被害が確認されていない井戸ケーシング（図-3）も対象として地震時の検証解析を行い，被害の状況や要因を解析的に検証した．
ここで井戸ケーシングについても解析対象としたのは，既往の文献例えば16)によると，過去の地震において，今回の対象地盤と同様に地盤ひずみの影響が大きくなる液状化層と粘土層の境界付近を中心に表層地盤中の井戸ケーシングの被害事例が報告されているためである．また，熊本市においても他の水源地井戸の表層地
盤中の一重管ケーシングが損傷していることから，A水
源地，B水源地の全ての井戸施設に共通する図-6のような地表地盤における剛性の高い二重管ケーシング方式との比較分析を行うためである．
なお，これら構造物の基礎杭の特徴としては，図-5に示すように，構造物が完全に地中にあり自重の軽微な排水路（昭和58年建設）については，地震作用などの水平荷重を設計時に見込まないPC杭のA種を使用している．
建築基準の新耐震基準が適用されたと考える配水ポン
プ室（昭和58年）や井戸ポンプ室建屋A（平成9年）の第1ケーシング
JIS 3457 φ600 m/m
STPY鋼管約50m

モルタル充填
約200m
第2ケーシング
JIS G3452 φ450 m/m
SGP鋼管

図-6 井戸二重管ケーシング概要図

杭は水平荷重を見込んだPC杭B種を使用している．また，荷重の非常に大きい配水池や最近に設計された非常用発電機室（平成28年）は靱性に富んだ鋼管杭を使用している．
なお，配水池，非常用発電機室，及び配水ポンプ室などは，経済設計を目的に杭の上部と下部で杭仕様を変えている．このうち配水ポンプ室においては，地表面から深度8m付近の上部には水平抵抗力の高いPC杭B種を選定し，下部には水平抵抗力の低いPC杭A種を選定している（写真-5参照）．そのため，震度法の設計では，地盤の変位が大きいと考える液状化層に，水平抵抗力の小さい杭種を選定していることに注目する．
(3) 検証解析の対象，条件など
a) 解析モデルの概要
検証解析の解析モデルの概要を図-7，図-8 に示す．まず，傾斜や沈下などの甚大な被害が確認された井戸ポ
ンプ室建屋 A の杭については，図-7 に示すように，地盤-杭-構造連成系 FEM モデルを適用し，杭への慣性力
影響と地盤変位の影響を同時に考慮することとした．
次に，杭への慣性力の影響と地盤変位の影響を比較することを目的として，地盤変位の影響のみを考慮するために図-8 に示すような上部構造をモデル化しない
仮想の地盤杭連成系 FEM モデルでの解析を実施した．
また，井戸ポンプ室建屋 A 以外の杭や井戸ケーシン
グについては，図-8 に示す仮想の地盤-杭連成系 FEM モ
デルを用いた解析を実施した．
なお，今回の解析の目的は，地表部分の地盤のせん
断ひずみの影響が大きい深度の検証であることから，工学的基盤面として考えられる深度35mまでの地盤をモ
デル化の対象とした．
b) 解析方法
動的解析を適用し，時刻歴応答解析法（直接積分法）を採用した．数値積分の計算法にはニューマーク
の β 法（β=1/4）を適用し，解析時間間隔は 0.001 秒とした．
c) 地盤のモデル化
地盤モデルは，平面ひずみ要素とし，液状化判定（FL 法）により液状化すると見なせる層（As1 層，Ac3層）については弾塑性モデル（有効応力モデル）として，非液状化層については R-O モデル（全応力モデル）を適用した．解析モデル側面には等変位境界を配置し，底面に配置した粘性境界を介して地震動の加速
度波形を水平入力した．なお，柔らかいシルト層である Ac1 層と Ac2 層については，既往の研究 17),18)などから，地震の揺れ回数増加に伴う有効応力の上昇・蓄積により剛性低下が生じることを考慮すると，全応力モデル
にて表現することは発生する変位量を過少評価する傾I̲992

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向があることに留意する必要がある．ただし，今回の地震の継続時間は比較的短いことも考慮し，基礎杭への影響が考えられる液状化地盤の変位と比べて地震時の変位量は相対的にかなり小さいものと判断し，全応力モデルを適用することとした．
主な地盤モデル条件の設定値を表-1 に示す．表-1 において，N 値については地震前の地質調査結果より設定
し，杭への地震作用に与える影響が大きい地層[1]～[6]のせん断弾性波速度と動的ポアソン比については，今回実施した PS 検層試験結果を適用した．地層[7]～[10]のせん断弾性波速度は N 値より耐震指針 5)の手法に従い設定し，動的ポアソン比は一律 0.49 と設定した．
液状化層の弾塑性モデルについては，岡モデル 19)を適用し，今回実施した液状化試験（繰り返し非排水三軸試験）結果や動的変形試験結果を用いて要素シミュレーション解析を実施し，各種パラメータを設定した．
弾塑性モデル（岡モデル）のパラメータを表-2 に示し，液状化試験結果と要素シミュレーション解析による液状化強度曲線のフィッテング状況を図-9 に示す．なお，
試験結果から得られた液状化強度は，図-9 に示すように設計指針 10)に従って N 値や粒度分布などから算定した強度に比べてかなり大きい値となり，比較的液状化
しにくい条件である．
非液状化層の R-O モデル（全応力モデル）のパラメ
ータについて，杭への影響が大きいと考えられる地層[2]（Ac1 層）と地層[3]（Ac2 層）のパラメータは今回実施した動的変形試験結果のせん断弾性波係数と減衰乗数のひずみ依存曲線に基づいて設定し，これ以外の地層については，旧建設省土木研究所の提案式に基づき設定した．表-3 に R-O モデルのパラメータを示す．

井戸ポンプ室建屋A

井戸鋼管φ600＋φ450（非線形はり要素）
PC杭φ400－2本（非線形はり要素）

モデル
化

深度
1.40
4.50

地層
B
Ac1

7.50
9.50
11.60

Ac2
R-O
As1 弾塑性
Ac3 弾塑性

R-O
R-O

液状化層

Dg
R-O
16.90
18.50 Aso-4c R-O
Aso-4s R-O
28.00
29.10

Dc

R-O

Aso-3s R-O
35.50
Aso-3g

図-7 解析モデル図（地盤・杭・上部構造連成系モデル）

被害未確認

Aso-4s R-O
28.00
29.10

Dc

杭
管厚 t=9.5 管厚 t=12.7

杭(6)非常用発電機室鋼管杭φ500(1)杭排水路
被害PC杭φ300(A種・管厚t=60)

井戸(5)配水ポンプ室 PC 杭 φ500

Dg
R-O
16.90
18.50 Aso-4c R-O

液状化層

杭

A種・管厚 t=80 B種・管厚 t=80

Ac2
R-O
As1 弾塑性
Ac3 弾塑性

杭(4)井戸ケーシング鋼管φ600
φ600：管厚 t=6.0＋φ450：管厚t=4.5

7.50
9.50
11.60

R-O
R-O

(3)配水池PCタンク鋼管杭φ900
管厚 t=12.0 管厚 t=14.0

地層
B
Ac1

B種・管厚 t=65

モデル
化

深度
1.40
4.50

(2)井戸ポンプ室建屋A PC杭φ400

被害

R-O

Aso-3s R-O
35.50
Aso-3g

杭寸法単位(mm)

図-8 解析モデル図（地盤・杭連成系モデル）

I̲993

土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 74, No. 4（地震工学論文集第37巻）, I̲986-I̲1001, 2018.
0.7

単位体積

H(m)

重量γ

N値

(kN/m3)

せん断弾

動的ポア

性波速度

ソン比

VS(m/s)

ν

モデ
ル化

[1] B

1.40

20.0

9

110

0.452

R-O

[2] Ac1

3.10

11.3

1

80

0.498

R-O

[3] Ac2

3.00

14.3

0

80

0.498

R-O

[4] As1

2.00

16.7

6

100

0.498

弾塑性

[5] Ac3

2.10

16.5

3

100

0.498

弾塑性

[6] Dg

5.30

19.0

23

170

0.493

R-O

[7] Aso-4c

1.60

16.0

8

252

0.490

R-O

[8] Aso-4s

9.50

19.0

30

314

0.490

R-O

[9] Dc

1.10

18.0

27

314

0.490

R-O

[10] Aso-3s

6.40

18.0

12

280

0.490

R-O

20.0

50

334

0.490

[11] Aso-3g
基盤

0.6

DA=5%

N 値, FC 値
からの設定値

0.5
0.4
0.3
0.2

要素シミュレーション解析
As1層・三軸試験結果(S-1)

0.1
0.0
0.1

1

10

100

1000

繰返し回数
（1）[ 4 ]As1層0.7

繰返し応力振幅比 σd/2σ'0

層厚

地層

繰返し応力振幅比 σd/2σ'0

表-1 地盤モデル条件

表-2 繰返し弾塑性モデルの入力物性値
[4]
As1 層

[5]
Ac3 層

単位体積重量 γ(kN/m3)

16.7

16.5

せん断波速度 VS(m/s)

100

100

せん断弾性係数 G0(kN/m2)

17041

16837

0.6

DA=5%

N 値, FC 値
からの設定値

0.5
0.4
0.3

静止土圧係数 K0

0.50

0.50

透水係数 k(cm/s)

9.0E-04

1.05E-05

初期間隙比 e0

1.225

1.295

圧縮指数 λ

0.030

0.025

膨潤指数 κ

0.015

0.015

疑似過圧密比 OCR

1.2

1.2

繰返し回数

変相応力比 Mm

0.90

0.80

破壊応力比 Mf

1.10

1.10

（2）[ 5 ]Ac3層硬化パラメータ B0

8000

8000

0.2
要素シミュレーション解析
Ac3層・三軸試験結果(T-3)

0.1
0.0
0.1

1

10

100

1000

図-9 液状化強度曲線

硬化パラメータ B18080

表-3 R-Oモデルの入力物性値

硬化パラメータ Cf

800

800

（1）地層[ 1 ]～[ 3 ]，[ 6 ]塑性基準ひずみ γpr

0.005

0.005

弾性基準ひずみ γer

0.050

0.050

[1]
Ｂ層

[2]
Ac1層

[3]
Ac2層

[6]
Dg層

ダイレイタンシー係数 D0

1.5

1.5

単位体積重量 γ(kN/m3)

20.0

11.3

14.3

19.0

ダイレイタンシー係数 n

4.0

4.0

せん断波速度 VS(m/s)

110

80

80

170

異方性消失のパラメータ Cd

2000

2000

せん断弾性係数 G0(kN/m2)

24694

7380

9339

56031

静止土圧係数 K0

0.50

0.80

0.80

0.50

透水係数 k(cm/s)-

3.0E-06

3.0E-06

8.9E-03

粘着力 C(kN/m2)

0.0

6.3

0.6

1.0

内部摩擦角 φ(°)

39.1

0.0

0.0

40.9

せん断弾性係数パラメータ a

24694

7380

9339

56031

せん断弾性係数パラメータ b

0.0

0.0

0.0

0.0

R-O パラメータ α

6.28

0.39

0.14

12.54

2.78

1.70

1.67

2.78

なお，液状化層の過剰間隙水圧は液状化層周辺の R-O
モデルで表現した非液状化層にも消散することを適切に考慮するために，今回実施した圧密試験結果から得られた透水係数より R-O モデルの透水係数を設定した．
d) 基礎杭・上部構造物のモデル化
構造部材は 2 次元はり要素にモデル化し，はり要素の自重以外の建屋重量等は建屋床版の積載荷重にモデル化した．建屋床より下方の部材（床版，床梁，1 階柱，基礎梁，PC 杭）は曲げモーメントと曲率の関係をトリ
リニアモデルで表現し，井戸ケーシングや鋼管杭は曲げモーメントと曲率の関係をバイリニアモデルで表現した．これら以外の部材（2 階柱，上梁）は線形弾性体
で表現した．トリリニアモデルの第 1 折れ点は曲げひび
割れ点，第 2 折れ点は鉄筋初降伏点，第 3 折れ点は耐力点とした．一方，バイリニアモデルの第 1 折れ点は鋼管
初降伏点，第 2 折れ点は全塑性点とした．

I̲994

R-O パラメータ γ（2）地層[ 7 ]～[ 10 ][7]
Aso-4c層[8]
Aso-4s層[9]
Dc層[ 10 ]
Aso-3s層

単位体積重量 γ(kN/m3)

16.0

19.0

18.0

18.0

せん断波速度 VS(m/s)

252

314

314

280

せん断弾性係数 G0(kN/m2)

103680191156181095144000静止土圧係数 K0

0.50

0.50

0.50

0.50

透水係数 k(cm/s)

3.0E-06

1.5E-02

3.0E-06

1.5E-02

粘着力 C(kN/m2)

50.0

0.0

168.8

0.0

内部摩擦角 φ(°)

0.0

39.7

0.0

30.8

せん断弾性係数パラメータ a103680191156181095144000

せん断弾性係数パラメータ b

0.0

0.0

0.0

0.0

R-O パラメータ α

1.03

1.91

3.32

2.64

R-O パラメータ γ

2.78

2.78

2.78

2.78

土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 74, No. 4（地震工学論文集第37巻）, I̲986-I̲1001, 2018.

加速度(gal）

e) 入力地震動
レベル 2 地震動及び大規模地震動の照査用限界値であり，
入力地震動については，水源地からおおよそ 4.5km 離かつ上部構造物の変位が顕著に現れると考える損傷レれた位置にある益城町における前震と本震の観測記録
ベルに達する曲げ耐力点とせん断耐力点とした．
（地下-240m）[kik-net 益城（KMMM16）]を深部地盤の(4) 解析結果と考察
地震応答解析を行い算定した．なお，図-10 に示すように，前震の応答解析の後に過剰間隙水圧の消散解析を
井戸ポンプ室建屋 A の基礎杭の解析結果として，地実施したが，液状化層上部の粘土層による影響で本震
盤-杭-構造物連成系モデルの検証解析結果（応答変位やが生じるまでの時間内に液状化層の水圧消散傾向はほ発生断面力の最大値深度分布）を図-12 に示し，地盤変
とんど確認されなかったことから，解析では図-11 に示
位のみ考慮した地盤-杭連成系モデルの結果（応答変位
すように前震と本震を連続して入力するものとした．
や発生断面力の最大値深度分布）を図-13 の(2)に示す．
f) 耐震性能の照査項目
次に井戸ポンプ室建屋A以外の複数施設の基礎杭を対各施設の杭，井戸ケーシングの検証解析として，PC象とした地盤-杭連成系モデルの検証解析結果と実被害杭については，最大曲げモーメントと最大せん断力のの有無について図-13の(1) (3) (4) (5) (6)に示す．
照査を行った．鋼管杭や鋼管を用いた井戸ケーシング
そして，実施設において杭の損傷被害の可能性があについては，地震時の最大曲げモーメントの照査行っると考えた井戸ポンプ室建屋Aと排水路の杭については，た．
前震～本震の地震継続期間中の水平方向応答値の時刻
耐震性能を評価する上での照査用限界値については， 歴の結果を図-14に示す．
また，地盤の液状化の状況を評価するために，液状
過剰間隙水圧比化層である Ac3 層における過剰間隙水圧比とせん断ひB
ずみの時刻歴図，地表面の加速度応答の時刻歴図を図Ac1
Ac2
15 に示す．
As1
これらの検証解析結果の考察を以下に示す．
Ac3a)
井戸ポンプ室建屋 A の解析結果について
Dg
Aso-4c
地盤-杭-構造物連成系モデルの結果（図-12），地盤杭連成系モデルの結果（図-13）ともに，本震時においAso4sて，液状化層周辺部の広い範囲で基礎杭がせん断破壊
Dc
する結果となった．曲げ破壊には至らなかった．せん
Aso3s
断破壊の要因は液状化層周辺箇所での大きな地盤変位
水圧消散解析
動的解析終了時
動的解析最大値によることは明確であり，上部構造物の慣性力考慮の終了時(30h)(t=40sec)（前震）
図-10 過剰間隙水圧比の分布図有無で解析結果は大きく変わらないことから，慣性力
最大値=-584.37galの影響よりも液状化地盤中の地盤変位の影響が支配的
600
連続地震基盤EW波
400
と考える．
（前震）
200
また，解析結果では，杭径を上回る程度の大きな地
0
0
10
20
30
40
50
60
70
80
盤変位を要因とする広い範囲でのせん断先行破壊であ
-200
-400
り，杭の複数ヵ所で破壊に至ったことから，杭に軸心
（本震）
-600
のずれや傾斜が生じ鉛直支持力が著しく不足し，上部-800の構造物が大きく沈下・傾斜したものと考えられる．
時刻t(sec）
図-11 設計入力地震動・加速度波形（前震＋本震：EW）
水平方向最大応答変位(cm)
水平方向最大応答変位(cm)
0

10

20

30

40

曲げモーメント
MMmax(kN.m)
曲げモーメント
max(kN.m)
0

50

100

150

0

0

0

-5

-5

-5

-10

-10

-15

-20

深度深度GL.(m)GL.(m)

0

深度 深度GL.(m)GL.(m)

深度GL.(m)深度
GL.(m)

-10

-15

地盤
杭

20

40

60

80

-15

-20

-20

Vyd： 耐力-25-25

図-12 井戸ポンプ室建屋 A PC 杭φ400 の検証解析結果（地盤-杭-上部構造連成モデル）

I̲995

被害確認

液状化層

-10

Mu：耐力
-25

せん断力
SmaxSmax
(kN)
せん断力
(kN)

土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 74, No. 4（地震工学論文集第37巻）, I̲986-I̲1001, 2018.
10

20

30

40

0

10

20

30

0

40

0

0

-2

-2

-2

-4

-4

-4

-6
-8
-10
-12
地盤
杭

-14

深度GL.(m)深度
GL.(m)

0深度
GL.(m)
深度GL.(m)深度
GL.(m)
深度GL.(m)

0

せん断力
Smax
せん断力
Smax(kN)(kN)

曲げモーメント(kN.m)
max
曲げモーメントM
Mmax(kN.m)

水平方向最大応答変位(cm)
水平方向最大応答変位(cm)

-6
-8
-10
-12
-14

-16

-16

-18

-18

10

30

40

被害確認

-6
-8

液状化層

-10
-12
-14
-16

Mu：耐力

20

Vyd：耐力-18（1）排水路 PC 杭φ300（前震＋本震：EW）
0

20

40

0

50

0

100

0

0

-5

-5

-5

-10

-15
地盤
杭

-20

深度GL.(m)深度
GL.(m)

0

深度深度GL.(m)GL.(m)

深度GL.(m)深度
GL.(m)

-20

せん断力
Smax
(kN)
せん断力
Smax
(kN)

曲げモーメント(kN.m)
max
曲げモーメントM
Mmax(kN.m)

水平方向最大応答変位(cm)
水平方向最大応答変位(cm)

-10

-15

20

60

被害確認

液状化層

-10

-15

-20

-20

Vyd：耐力

Mu：耐力

-25

40

-25

-25

（2）井戸ポンプ室建屋 A PC 杭φ400（前震＋本震：EW）
曲げモーメント
Mmaxmax(kN.m)
曲げモーメント M(kN.m)

水平方向最大応答変位(cm)
水平方向最大応答変位(cm)
-20

0

20

40

60

0

0

-5

-5

深度
GL.(m)
深度GL.(m)0

深度深度GL.(m)GL.(m)

-10
-15
-20
-25
地盤
杭

-30

1000

2000

3000

被害未確認
液状化層

-10
-15
-20
-25
-30

-35

-35

-40

-40

Mp0：全塑性

（3）配水池 PC タンク 鋼管杭φ900(前震＋本震：EW)
曲げモーメント(kN.m)
max
曲げモーメントM
Mmax(kN.m)

水平方向最大応答変位(cm)
水平方向最大応答変位(cm)
-20

0

20

40

60

0

0

-5

-5

深度深度GL.(m)GL.(m)

0深度
GL.(m)
深度GL.(m)

-10
-15
-20
-25
地盤
杭

-30

100

200

300

被害未確認

400

液状化層

-10
-15
-20
-25
-30

-35

-35

-40

-40

Mp0：全塑性

（4）井戸ケーシング 鋼管φ600＋φ450（前震＋本震：EW）
曲げモーメント(kN.m)
max
曲げモーメントM
Mmax(kN.m)

水平方向最大応答変位(cm)
水平方向最大応答変位(cm)
0

10

20

30

40

0

100

200

0

300

0

-5

-5

-5

-10

-15
地盤
杭

-20

深度GL.(m)深度
GL.(m)

0

深度深度GL.(m)GL.(m)

0

-10

-15

50

100

150

被害未確認

液状化層

-15

-20

-20

-25

せん断力SSmax
せん断力(kN)
max(kN)-10

Vyd：耐力

Mu：耐力

-25

-25

（5）配水ポンプ室 PC杭φ500（前震＋本震：EW）
水平方向最大応答変位(cm)
水平方向最大応答変位(cm)
-10

0

10

20

30

40

曲げモーメント(kN.m)
max
曲げモーメントM
Mmax(kN.m)
0

0

-5

-10

-15

-20

-25

500

1000

被害未確認

1500

0

地盤
杭

深度深度GL.(m)GL.(m)

深度GL.(m)深度
GL.(m)

深度GL.(m)深度
GL.(m)

-10

-5

液状化層

-10

-15

-20
Mp0：全塑性
-25（6）非常発電機室 鋼管杭φ500（前震＋本震：EW）
図-13 杭，井戸ケーシングの検証解析結果（地盤-杭連成モデル）

I̲996

せん断力S(kN)

曲げモーメントM(kN.m)

水平方向応答変位(cm)

土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 74, No. 4（地震工学論文集第37巻）, I̲986-I̲1001, 2018.
最大値 -21.5cm

20

これらの解析結果から評価できる被害の状況や程度
は，これまでの実被害の調査結果から推測した基礎杭の被害とおおむね整合したと考える．
b) 井戸ポンプ室建屋以外の解析結果について
地盤の応答変位の影響のみ考慮した仮想の地盤-杭連成系モデルの解析結果（図-13）では，配水ポンプ室を除いて，上部構造物の実変状などから推測できた基礎
杭や井戸ケーシングの損傷状況と解析結果がおおむね整合した．
配水ポンプ室については，構造物の平面規模が大き
く，杭本数も非常に多いことから，杭損傷の影響が上部構造に現れにくく，実際には解析結果と同様に杭に損傷被害が生じていることが考えられる．
このようなことから，支配的と考える液状化地盤中の大きな地盤変位の影響のみを考慮することでも概ね実被害と整合する解析結果は得られたと考える．
c) 連続する地震による液状化の状況について
井戸ポンプ室建屋 A の杭のせん断破壊は，図-14 に示すように本震時に生じており，実被害と整合する．この要因として図-15 に示すように，液状化層の過剰間隙
水圧比は，液状化強度が比較的高い値であったことから，前震時には 1 に到達しておらず本震時に段階的に水圧上昇が継続し 1 に到達している．そして，それに伴い，液状化地盤中のひずみの発生量も前震時には僅かであったが，本震時には 10％を上回り著しく大きくなっている．このことから，連続する地震の影響と液状化層
上部のシルト層による過剰間隙水圧消散の抑制効果により，継続して水圧上昇が生じたことにより液状化現
象がより顕著になり，液状化地盤の変位の増大に伴い杭基礎がせん断先行破壊した可能性が考えられる．
d) 総合的な考察
実被害の調査結果と検証解析結果から，熊本地震において破壊したと考えられる基礎杭は，液状化地盤の変位の影響により大きな被害に至ったものと考える．さらに，連続する地震による影響も被害を拡大させた能性があるものと考える．
また，液状化地盤中の大きな変位に伴う杭の損傷被害は甚大である．そのため，水道施設の水槽構造物や建築物の杭の設計実務においては，より安全な設計を行うことも考慮し設計指針 5),6),7),例えば 8)に沿って従来多く（前震） （本震）

10
0
-10

0

20

40

60

-20

80

Smax部

-30

時間（sec）
最大値 35.7(kN.m)

50
30

Mmax部
Mu

10
-10 0

20

40

（前震）

60

80

（本震）

-30

時間（sec）
最大値 -30.1(kN)
30
20
10
0
20
40
-10 0
-20
-30
（前震） （本震）-40
時間（sec）

60

80
Smax部
Vyd

せん断力S(kN)

曲げモーメントM(kN.m)

水平方向応答変位(cm)（1）排水路 PC杭φ300（前震＋本震：EW）
最大値 -21.8cm

20

（前震）

10

（本震）

0
-10

0

20

40

60

-20

80

Smax部

-30

時間（sec）
最大値 80.3(kN.m)

100

（前震）

50

Mmax部
Mu

0
0

20

40

60

80

最大値 -56.9(kN)
60
（前震）
（本震）
40
20
0
20
40
60
-20 0
-40
-60
-80
時間（sec）

80

-50

（本震）

-100

時間（sec）

Smax部
Vyd（2）井戸ポンプ室建屋 A PC 杭φ400（前震＋本震：EW）
図-14 杭の時刻歴応答結果

400

水平方向応答加速度(gal)最大値
354.8gal
最大値
354.8gal
（前震）

200

10

1.2

0

20

40

60

-200

（本震）
時間（sec）

80

1
0.6

0
-5

過剰間隙水圧比
最大値 0.993
最大値 0.993

0.8

5

0

-400

せん断ひずみ
最大値 12.4(%) γ(%) 最大値 12.4%（前震）
Ac3層下端

15

地表面

0

20

40

60

（本震）

-10

時間（sec）

80

（前震）

0.4

Ac3層下端0.2
00

図-15 地震の検証解析結果（前震＋本震：EW）

I̲997

（本震）

20

40
時間（sec）

60

80

土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 74, No. 4（地震工学論文集第37巻）, I̲986-I̲1001, 2018.

適用される震度法ではなく，地盤のひずみや応答変位を詳しく表現することが重要である．特に液状化層付
近の地盤の変位量は地盤の地震応答解析結果などをもとに詳しく評価し，杭などへの地震作用として適切に考慮する必要があると考える．
なお，今後，これらの被害分析精度をさらに向上するために，予定されている井戸ポンプ室建屋の更新工
事時には，杭の損傷状況を詳しく調査することを予定
していることから，改めて報告する．

6. 今後の本復旧に向けた最適な耐震設計手法に関する分析と提案
ここでは，熊本市水道局のA水源地やB水源地などの本復旧工事にともなう設計実務や，類似する液状化地
盤，地震環境条件などにある杭，井戸などの地中構造物の設計実務を対象として，今回のような地震被害を招かない最適な耐震設計手法を提案することを目的に各種分析を行った結果を整理する．
(1) 連続する地震動の影響について
これまでの調査・検討結果などから，今回の地震被害においては連続する地震の影響により，地盤の変位量増大に伴う杭の被害が発生（又は拡大）したと考えた．ここでは，それを解析において確認するために，
前震単独，本震単独を想定した場合の杭の耐震計算を実施し，前震＋本震の計算結果との比較を行った．
比較解析の対象は，実際に地震被害が生じたと考え
曲げモーメント
曲げモーメント
MMmax(kN.m)
max(kN.m)
0

50

せん断力
Smax(kN)
(kN)
せん断力
Smax

100

0

20

0

前震単独
前震＋本震

-5

深度GL.(m)深度
GL.(m)

深度深度GL.(m)GL.(m)

0

-10

-15

40

60

前震単独
前震＋本震

液
状
化
層

-5

-10

-15

-20

-20

Vyd：耐力

Mu：耐力

-25

-25

（1）前震単独と前震＋本震
曲げモーメント
曲げモーメント
MMmax(kN.m)
max(kN.m)
0

50

100

0

本震単独
前震＋本震

-5

-10

-15

せん断力
Smax
(kN)
せん断力
Smax
(kN)
20

0

深度
GL.(m)
深度GL.(m)深度
GL.(m)
深度GL.(m)

0

40

本震単独
前震＋本震

-5

-10

-15

60

液
状
化
層

-20

-20

Vyd：耐力

Mu：耐力
-25

-25

（2）本震単独と前震＋本震
図-16 連続地震と単独地震の比較（井戸ポンプ室建屋A PC
杭φ400）る井戸ポンプ室建屋Aの杭とし，解析モデルや条件については検証解析と同じものとした．
計算結果として，杭の発生最大曲げモーメントと最大せん断力を図-16に示す．
図-16に示すように，前震単独の場合と本震単独の場
合の発生断面力は，前震＋本震の場合と比べて液状化
層付近においてかなり小さくなった．そのため，杭においてせん断破壊が生じる結果は変わらないが，破壊の程度には大きな違いがあると考えられ，杭の材料条件によっては，前震単独や本震単独では曲げ破壊やせん断破壊が生じないものの，連続地震を考慮すること
で曲げ破壊やせん断破壊が生じることがあると考える．
これらの結果から，特に液状化層の過剰間隙水圧が消散しにくいなど，地震の影響により低下した地盤の剛性が回復しにくい地盤条件においては，従来の水道施設における耐震設計時に想定することのない連続地震の影響を想定する必要があると考える．
なお，このような連続地震が過剰間隙水圧を上昇させるメカニズムについては，継続時間の長い地震においても同様であるから，地震動が小さい場合でも継続
時間の長い地震による過剰間隙水圧の影響は適切に評価する必要がある．
ただし，設計実務において，このような連続する地震の想定や地震継続時間の想定は，必ずしも容易でない．そこで，想定外の地震の影響により杭が損傷したとしても，今回のようなせん断先行破壊が要因と考えられる杭の大きな破壊に伴う施設機能の停止に至らないように，曲げ破壊先行の破壊モードとなる耐震設計を行うことの重要性を改めて認識する．このような考えも踏まえ，熊本市では更新後の井戸ポンプ室建屋の基礎杭には，鋼管杭を採用することとしている．
(2) 水道施設の杭・井戸の耐震設計手法について
a) 現在の各種耐震基準の概要
水道施設として使用される構造物の耐震設計基準として，今回，地震被害が確認された井戸ポンプ室建屋の杭に関しては，建築構造物であることから建築基準法や，それを基にした具体的な基準書として建築基礎
構造設計指針20)などが適用される．また，水道施設であることから水道施設耐震工法指針5)も適用される．今回の地震で被害があったと考える水管橋の橋台や排水路
及び水道池状構造物などの土木構造物の杭には道路橋
示方書7)が適用される．井戸については，水道施設耐震工法指針が適用される．設計実務においては，基本的にはこれらの各種基準に従うが，設計者判断の部分も多い．
そこで，実務者の視点から設計実務に適用されることが多い手法を整理すると，杭の耐震設計法に関してI̲998

土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 74, No. 4（地震工学論文集第37巻）, I̲986-I̲1001, 2018.

は，今回の井戸ポンプ室建屋の場合は，基本的には建築基準法例えば8)に準拠し，中地震を対象に構造物の慣性力を地震作用とする震度法を適用し耐震計算を実施するケースが多い．建築基礎構造設計指針21)では，地盤変位が大きく変化する箇所などでは地盤の変位を考慮することが望ましいと記述されているが，実務においてはこのような対応を行うことは徹底されておらず稀である．
また，水管橋の橋台や池状構造物の場合は，道路橋
示方書を適用し，レベル 1，レベル 2 地震を対象に構造
物の慣性力を地震作用とする震度法や保有水平耐力法を適用し耐震計算を実施するケースが殆どである．道
路橋示方書 22)では，上部構造物の慣性力の影響が支配的であるから地盤の変位は考慮しないこととしている．
なお，水道用井戸については，水道耐震指針などにおいても耐震設計法に関する記述はない．
さらに，液状化による影響として，水道施設耐震工法指針 9)では，側方流動が生じる場合を除き，液状化に対する抵抗係数（FL）に応じて液状化地盤における地盤反力係数などの地盤定数の低減については実施するものとしているが，地盤変位を作用することにはなっていない．
このようなことから，設計実務を行う場合を想定し，これらの現行の耐震基準に従い，井戸ポンプ室建屋の杭や井戸ケーシングの耐震計算を実施し，今回の地震
被害に対する現行の耐震基準の適応性などについて考察を行った．

b) 現行の建築構造物の耐震基準を適用した場合の耐震計算手法の分析
井戸ポンプ室建屋Aの杭を対象として，現行の建築構
造物の耐震基準を適用した場合の耐震計算条件を表-4に示し，耐震計算結果を図-17に示す．
図-17 に示す耐震計算結果より，現行の耐震基準に準拠し設計実務において多く使用されている耐震設計法を適用した場合，杭は所定の耐震性能を十分に満足する結果となった．これは，実際に地震被害と，地盤-杭連成系モデルを用いて地盤ひずみを詳しく評価した検証解析の結果とは異なることとなった．
この要因としては，震度法における杭への地震作用
は上部構造物の慣性力のみであり，地盤変位を考慮していないことと考えられるが，今回の実際の地震被害を踏まえると，液状化地盤では，構造条件（例えば上部構造物の荷重が比較的小さい等）によっては，杭の耐震計算において地盤変位を適切に考慮することが重要と考える．
c) 現行の水道池状構造物の耐震基準を適用した場合の耐震計算手法の分析
井戸ポンプ室建屋 A の杭を対象として水管橋の橋台や池状構造物の杭の耐震設計をイメージし，現行の道
路橋示方書の耐震基準を適用した場合の耐震計算条件
を表-5 に示し，耐震計算結果を図-18 に示す．
図-18 に示す耐震計算結果より，現行の耐震基準に準拠し設計実務において多く使用されている耐震設計法
表-5 耐震計算条件 道路橋示方書適用の場合

表-4 耐震計算条件（建築構造物の基準適用の場合）
耐震計算法
解析モデル
杭への地震作用
設計地震動

震度法（静的線形解析）
杭単独モデル，地盤バネモデル
杭頭部に上部構造物の慣性力を作用
水平震度（上屋）0.2（基礎）0.1

液状化の影響FL 値に応じて横地盤反力係数などの地盤定数を低減耐震計算法
解析モデル
杭への地震作用
設計地震動
液状化の影響せん断耐力90kN
せん断力(kN)
GL0m

せん断耐力161kN
せん断力(kN)
GL0m

NG

NG
GL-5m

GL-5m

GL-10m

GL-10m

GL-15m

GL-20m

震度法（静的線形解析，レベル 2 地震は構造物特性係数考慮）
杭単独モデル，地盤バネモデル
杭頭部に上部構造物の慣性力を作用（レベル 2 地震動）水平震度 0.36
（構造物特性係数考慮）
FL 値に応じて横地盤反力係数などの地盤定数を低減GL-15m

井戸ポンプ室建屋 A・杭
せん断破壊しない

GL-20m

井戸ポンプ室建屋 A・杭
せん断破壊しない

GL-25m

GL-25m

図-18 震度法による杭の耐震計算結果（液状構造物の耐震図-17 震度法による杭の耐震計算結果（建築基準を適用

基準を適用した場合）

した場合）

I̲999

土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 74, No. 4（地震工学論文集第37巻）, I̲986-I̲1001, 2018.

の井戸の設計においては，今回，地震被害を免れた井戸ケーシングの構造を参考に今後の耐震設計を実施すべきと考える．また，現行では具体的な耐震設計手法が整理されていないものの，今後は井戸施設について
も，地盤の応答変位を適切に考慮できるよう耐震設計の指針類を整理することが重要であると考える．

液状化層

7. まとめ
本調査では，周辺地盤の変位に伴う水管橋や埋設管（前震＋本震：EW））
路，及び構造物の杭などの被害により，水道システム
全体が甚大なダメージを受けることを改めて確認できた．また，連続する地震や継続時間の長い地震は，液を適用した場合，杭は所定の耐震性能を満足する結果状化による地盤変位の著しい増大を招くことなどによとなった．これは，実際に地震被害と，地盤-杭連成系
り，地震被害をさらに拡大させる可能性もあることもモデルを用いて地盤変位を詳しく評価した検証解析の確認できた．
結果とは異なる結果となった．
そのため，今後の水道施設の耐震化事業においては，
この要因としては，震度法における杭への地震作用
現行の関連する耐震基準や耐震指針類5),6),7),例えば8)が，これは上部構造物の慣性力のみであり，地盤変位を考慮していないことと考えられるが，水道施設に多く使用さらの様々な周辺地盤の変位を要因とする被害の評価やれている水管橋や池状構造物についても，道路橋に比対策について記述していなくても，設計実務では設計
べ上部荷重が小さく，特に池状構造物はアスペクト比
者の判断により適切に対応することが重要と考える．
が小さいことなどを踏まえると，これらの構造物への特に今回注目したA水源地やB水源地では，上部構造
慣性力の影響は道路橋に比べて支配的なものにはなら
物の慣性力ではなく液状化地盤の地盤変位の影響が支ない傾向があると考える．そこで，水管橋や池状構造
配的となり，杭の甚大な被害を招くことを確認した．
物についても，道路橋示方書に準拠するだけではなく， そのため，今後の液状化地盤中にある基礎杭や井戸ケ
液状化地盤では，構造条件によって，杭の耐震計算にーシングの耐震設計においては，地盤条件や構造条件，
おいて地盤変位を適切に考慮することが重要と考える． 及び地震条件（継続時間や連続性等）などを十分に分d) 井戸ケーシングが1重管の場合の耐震性能の分析
析し，地盤の変位を積極的に考慮することが重要と考
熊本市のA水源地の井戸ケーシングについては，施工える．その際，設計実務において液状化地盤の正確な上の理由により図-6に示すように二重管ケーシング構造
変位量の評価が困難な場合は，変位に追随性の高い管となっており剛性が大きく，地表部分において結果的材料の適用や，曲げ破壊先行モードの採用などにより，に地盤の変位などの地震作用に対して有効な構造となできるだけ被害の影響を緩和する工夫も必要と考える．
っている．但し，これまでに井戸ケーシングの耐震設
そして，現行の水道施設耐震工法指針5)では水道施設計法について詳しく整理されたものがないこともあり， において水管橋や池状構造物の杭の耐震計算法を道路
全国的には一重管のケーシングとすることが多い．
橋示方書7)に準拠し震度法の採用を推奨している点や，そこで，今回，検証解析を実施した二重管の井戸ケ
井戸ケーシングの耐震設計法に関する記述や埋土・盛ーシングを内側φ450の1重管ケーシングとした場合を想土の著しい変状に伴う被害に関する記述がない点，さ定し，検証解析と同様に地盤-杭連成系モデルを用いたらに連続する地震の影響について記述がない点など見
動的解析（有効応力解析）を実施し，その耐震性能を直す余地があるものと考える．
評価した．耐震計算結果を図-19に示す．
図-19に示す耐震計算結果より，井戸ケーシングを一
謝辞：本研究においては，熊本市上下水道局の水道整重管とした場合，所定の耐震性能を満足せず井戸ケー
備課・島村幸一様はじめ，多くのご担当者の皆様より，シングは大きく塑性化する結果となった．二重管の場
多くの貴重な情報をご提供いただいたとともに，各種
合は，実際の地震被害が確認されていないことと，検調査においてご協力をいただきました．また，本研究
証解析においても所定の耐震性能を満足する結果とはは土木学会地震工学委員会「水循環施設の合理的な災異なる結果となった．
害軽減対策研究小委員会（委員長：金沢大学・宮島昌
このようなことから，熊本市ではA水源地やB水源地
克教授）」の活動として実施したもので，委員長をは
図-19 井戸ケーシング鋼管耐震計算結果（φ450 一重管の場合

I̲1000土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 74, No. 4（地震工学論文集第37巻）, I̲986-I̲1001, 2018.

じめ委員各位には多くの助言を頂きました．記して謝意を表します．
参考文献
1)

厚生労働省健康局水道課：東日本大震災水道施設被害状況調査最終報告書，2013. 3.
2) 平成 27 年度末厚生労働省水道課調べ
3) 厚生労働省水道課：熊本地震水道施設被害等現地調
査団報告書，2016.
4) 宮本勝利：液状化に起因する上水道管路の被害特性に関する調査，土木学会論文集 A1，Vol.71，No.4，
2015.
5) 公益社団法人日本水道協会：水道施設耐震工法指針・解説，2009.
6) 公益社団法人日本下水道協会：下水道施設の耐震対策指針と解説 2014，2014. 5.
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耐震設計編，2012.3.
8) 一般財団法人日本建築防災協会，建築物の構造関係
技術基準解説書，2015.
9) 公益社団法人日本水道協会：水道施設耐震工法指針・解説，pp.76，2009.
10) 宮本勝利：鰐川浄水場液状化現象による被害の状況
分析，土木学会誌，Vol.96，No.9，pp.53-55，2011. 9.
11) 桑原文夫，米田淸：兵庫県南部地震において液状化した地盤中の建物杭基礎の被害調査，日本建築学会
構造系論文集，第 507 号，pp.95-100，1998.5.
12) 谷本俊輔，林和幸，高橋章浩，杉田秀樹：液状化地
盤中の橋梁基礎に対する応答変位法に関するパラメ
ータスタディ，第 8 回地震時保有耐力法に基づく橋
梁等構造の耐震設計に関するシンポジウム講演論文集，pp.461-464，2005.2.
13) 宇佐美敦浩，井澤淳，上田恭平，室野剛隆：液状化を考慮した応答変位法に関する基礎的検討，第 59 回

地盤工学シンポジウム発表論文集，pp.379-386，2014.
14) 梶田幸秀，柿永恭佑，宇野州彦，北原武嗣：液状化
地盤上にある橋台杭基礎の地震時応答に関する基礎的研究，土木学会論文集 A1（構造・地震工学），
Vol.71，No.4（地震工学論文集第 34 巻），pp.611-621，
2015.
15) 佐々木康，古関潤一，塩路勝久，松井清，近藤嘉宏，
馬渕敏治：兵庫県南部地震による東灘下水処理場の被害，阪神・淡路大震災に関する学術講演会論文集，
pp.287-396，1996.1.
16) 南兼一郎，高橋邦夫，横田弘，園山哲夫，川端規之，
関口宏二：神戸港 T 桟橋の地震被害状況と静的及び動的解析，基礎工，pp.112-119，1997.9.
17) 上村靖司：中越沖地震における消雪施設の被災状況とその特徴，長岡技術科学大学，http://coastal.nagaokaut.ac.jp/~jisin/chuetuoki/final/index.shtml
18) 國生剛治，大川武巳，大島俊明，加藤匡一：鋭敏比の高い火山灰粘性土の地震時力学特性（その 1），第38 回地盤工学研究発表会（秋田），2003.7.
19) 國生剛治，大川武巳，大島俊明，加藤匡一：鋭敏比の高い火山灰粘性土の地震時力学特性（その 2），第38 回地盤工学研究発表会（秋田），2003.7.
20) 一 般 社 団 法 人 LIQCA 液 状 化 地 盤 研 究 所 ：LIQCA2D13・LIQCA3D13（2013 年公開版）資料，
2013.11.13.
21) 公益社団法人日本建築学会：建築基礎構造設計指針，
2001.
22) 公益社団法人日本建築学会：建築基礎構造設計指針，
pp.264，2001.
23) 社団法人日本道路協会：道路橋示方書・同解説，V
耐震設計編，pp.106，2012.3.
(2017.10.31 受付，2018.1.25 修正，2018.2.17 受理)

SEISMIC DAMAGE ANALYSIS OF WATER SUPPLY FACILITIESCAUSED BY THE 2016 KUMAMOTO EARTHQUAKES:VERIFICATION OF PILES AND WELLS SEISMIC DAMAGE,
AND THE ISSUES OF THE CURRENT SEISMIC DESIGN METHOD
Katsutoshi MIYAMOTO, Yasuhiko KONISHI, Tetsuo TOBITA,
Yasuko KUWATA and Hiroshi NAKAZAWA
The 2016 Kumamoto earthquakes had caused many damages on water supply facilities. Damages ofwater supply facilities associated with unexpected significant ground deformation, and foundation damages of the structures that meet the new earthquake resistant standard (standard for earthquake resistantdesign after 1981 in Japan) were reported at water supply well areas that surrounded by rivers and locatedin lowland with soft clay layer and saturated sand layer. As professional engineers and researchers who
design and construct water treatment and sewage plants and pipelines, the authors conducted investigation
and analyzation in order to find out the relevance between the damage of water supply facilities and theground behavior including liquefaction during the earthquake. Based on the results of this study, we analyzed the seismic damage mechanism and factors, and discussed about the earthquake-resistant measuresin future for the piles and well casings inside water distribution stations in water supply well areas, which
are very important for the water supply system of Kumamoto City.

I̲1001