港湾空港技術研究所報告第 58 巻 第 2 号 抜刷

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

近藤
小濱
高橋
吉田
渡辺
国生
天野
小山
永瀬
藤澤
岡島
阿部
井上
吉原
佃
植田
原田
永尾
及川

明彦
英司
康弘
秀樹
健二
隼人
俊
萌弥
翔平
孝夫
伸行
哲志
真志
到
陸郎
智幸
典佳
直也
森

2020.2

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報告第 58 巻 2 号(2020.2)

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究
近藤明彦 1)・小濱英司 2)・高橋康弘 3)・吉田秀樹 4)・渡辺健二4)・国生隼人 4)・
天野俊 4)・小山萌弥 4)・永瀬翔平 4)・藤澤孝夫 5)・岡島伸行 5)・阿部哲志 5)・
井上真志 5)・吉原到 5)・佃陸郎 5)・植田智幸 5)・原田典佳 6)・永尾直也 6)・及川森 6)

要旨

港湾構造物の設計時に考慮する地震作用は一般的に過去より大きくなっていることから，既存施設の耐震性を向上させる方法に関する需要が高まっている．特に民間係留施設においては，経年劣化が進展する一方で更新に対する余力が低下しており，比較的安価な工法が必要とされている．
そこで，本研究では，桟橋式係留施設を対象としてコストを抑えつつ，耐震性向上を簡易に実施
できる耐震補強工法の開発を目的として，ストラット追設と増杭による改良工法を対象として検討を行った．この構造では，既設桟橋の上部工を撤去して，既設杭を取り除かずに構造部材として活用することを想定しており，既設杭間に新たに上部工に接続する杭を増杭して，杭頭を切断した既設杭と新設杭をストラットで接続する．このため，地震荷重に対して既設杭と新設杭がストラット
によって一体となって耐荷する構造となり，全て新設する場合と比較して既設杭の引き抜き工程の省略による工期短縮，新設杭の打設本数と断面の低減によるコスト縮減効果が期待できる．
本報告では，この耐震改良工法について，三次元水中振動台による模型振動実験，対象構造の非線形動的有限要素法におけるモデル化手法の検討と実験結果の再現解析，実規模断面における改良
効果と効果的なストラット諸元の検討を行った結果を報告する．
キーワード：ストラット追設，増杭，直杭式桟橋，三次元水中振動台，FLIP
1) 耐震構造研究グループ 研究官
2) 耐震構造研究グループ長
3) 国土交通省 関東地方整備局 港湾空港部 海洋環境・技術課長
4) 八千代エンジニヤリング株式会社
5) あおみ建設株式会社
6) 日本製鉄株式会社〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬3-1-1 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
電話：046-844-5058
Fax：046-844-0255
E-mail：kondoh-a@p.mpat.go.jp- 21 -REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.58, No.2 (Feb.2020)

Development of Seismic Improvement Method forPile Supported Wharf Utilizing Existing Pile

Akihiko KONDO1), Eiji KOHAMA 2), Yasuhiro TAKAHASHI3), Hideki YOSHIDA4),
Kenji WATANABE4), Hayato KOKUSHO4), Shun AMANO4), Moemi OYAMA4),
Shohei NAGASE4), Takao FUJISAWA5), Nobuyuki OKAJIMA5), Tetsushi ABE5),
Masashi INOUE5), Tohru YOSHIHARA5), Mutsuro TSUKUDA5), Tomoyuki UEDA5),Noriyoshi HARATA6), Naoya NAGAO6), Shin OIKAWA6)

Synopsis
In recent years, the demand of improvement for existing port and harbor structures is increasing
due to decreasing their tolerances by aging and improvement of seismic force design standards.
Moreover, the renewal cost is tend to increase than original construction owing to clearance costs.
The present study proposes the economical seismic improvement by remodeling pile-supported
wharf structures using existing piles. In this method, the old superstructure is cleared, and existingold pile is cut-off at the low water level. Then, a new pile is driven between horizontal centers of
the existing old piles. Supporting strut is installed to connect the existing old pile and the new pile
to transmit the inertial forces acting on the superstructure due to seismic motion. This method
expects that the cost reduction by reducing number and diameter of the new piles and shortened
construction period by omitting the pulling process.
We report the effectiveness of this improvement method through the model shaking test using 3D
underwater shaking table comparing with standard pile-supported wharf model, validation ofnumerical modeling by dynamic finite element analyses using 2D FLIP and its real scale simulation
for investigating effective specification of strut member.
Key Words: Attaching strut member, Added pile, Pile supported wharf, 3D underwater shaking
table test, FLIP
1) Researcher, Earthquake and Structural Dynamics Group
2) Head of Earthquake and Structural Dynamics Group3) Director of Port and Airport Department, Kanto Regional Development Bureau, MLIT
4) Yachiyo Engineering Co., Ltd.
5) Aomi Construction Co., Ltd.
6) Nippon Steel Corporation
3-1-1, Nagase, Yokosuka, Kanagawa 239-0826, JapanPort and Airport Research Institute
Phone : +81-46-844-5058
Fax : +81-46-844-0839
E-mail : kondoh-a@p.mpat.go.jp- 22 -

目

要

次旨 ·······················································································································

21

1. まえがき ··················································································································

25

2. ストラット追設と増杭による桟橋式係留施設の耐震改良方法の概要 ································

25

2.1

構造形式 ············································································································

25

2.2

対象断面 ··············································································································

26

2.3

加振波形 ··············································································································

26

3. 水中振動台による模型振動実験 ···················································································

26

3.1

実験概要 ············································································································· 26

3.2

既設杭を活用した桟橋構造における基礎的振動特性の比較検討 ································· 27

3.3

既設杭を活用した桟橋構造におけるストラットの応答に着目した模型振動台実験 ········ 32

3.4

まとめ ················································································································ 36

4. 有効応力解析による模型振動実験の再現解析 ·································································

36

4.1

再現解析概要 ······································································································· 36

4.2

ストラットのモデル化 ·························································································· 37

4.3

再現解析結果 ······································································································· 38

4.4

まとめ ················································································································ 39

5. 有効応力解析による実規模断面を対象とした解析 ···························································· 39
5.1

実規模解析概要 ···································································································· 39

5.2

実規模解析結果 ···································································································· 41

5.3

まとめ ················································································································ 42

6. 結論 ·························································································································· 58
参考文献 ························································································································ 58- 23 -

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

1. まえがきである．なお，ストラット部材には補剛材としての鋼管を考えており，杭との接合にあたっては，短い鋼管を鞘

現在の港湾構造物の設計において考慮する地震作用1)2)

部材としてグラウトで固定するような構造を想定していは一般的に過去のものよりも大きくなる傾向がある．既る．また，接合位置については，ストラットの重防食を存構造物においては経年劣化の進行に伴う構造耐力の低除けるよう L.W.L 以下で接合することを想定している．

下が生じている可能性も考えられ，現在の地震作用に対この方法は，劣化が進行していることの多い既存上部

して安定性を確保できない懸念がある．この場合に，新工を補強するのではなく，撤去新設することを前提とし設構造に更新するには既存施設の撤去が必要となるためて考慮している．既存上部工を撤去することから，メリ費用が増加する場合がある．そこで，劣化の程度を考慮

ットとして，既存杭間への杭の新設が容易となり，地震しつつ既設の構造物部材を活用することで，より経済的作用等の大幅な外力増に対しても新設する上部工と杭のに耐震改良を行うことが考えられる．本研究では，既存諸元を大きくすることにより対応ができる．また，比較の桟橋式係留施設を対象として，既設杭を活用すること的劣化が進行していないことが多い既設杭は残置して新で耐震性を向上できる工法の開発を目的として，ストラ構造の補強として活用するため，全て新設する場合と比ット追設と増杭による耐震改良を検討した．この方法は，

較して引き抜き工程が発生せずに施工期間を短縮で，新既設杭間への増杭された新設杭と既設杭をストラットで設杭の打設本数と断面の低減によるコスト縮減効果も期接合することで，地震荷重に対して一体となって耐荷す待できる．

る構造に改良するものである．このようなストラットを用いた耐震改良方法は，これまでに格点式ストラット3)-5)が挙げられる．これは，既設杭間にストラットを追設する工法であるが，本工法では上部工の劣化が顕著な場合や想定する地震作用の増加が大きい場合にも対応できる
ように，上部工とそれを支える杭を新設するものである．
本稿では，ストラットを既設杭間に増杭した新設杭と既設杭の間に追設する方法における耐震性向上効果を，
三次元水中振動台を用いた模型振動実験と有限要素法による二次元動的有効応力解析によって検討を行った5)．なお，本検討では，取付けるストラットには鋼管を想定しており桟橋上部工と基礎杭の応答から検討を行い，とりまとめている．

2. ストラット追設と増杭による桟橋式係留施設の耐震改良方法の概要
2.1

構造形式

本研究で改良の対象とする構造は，直杭式桟橋において経年劣化の進行や設計地震動の見直しによる耐震性能の低下に対する改良が求められる場合，延命化と改良を同時に検討する場合や増深などの改良が求められる場合に有効な改良方法と考えられる．
対象とする改良方法は，具体的には図-1.1 に示すようであり，まず既設上部工を撤去し，既設杭の間に新たに上部工に接続する杭を新設する．新設杭は杭頭を切断し図-1.1

た既設杭とストラットで接続され，上部工を新たに設置(a)耐震改良が必要な一般的な直杭式桟橋，(b)上部工とする．新設杭を支えるように既設杭が接続されており，既設杭の杭頭を切除，(c)既設杭間に新設杭を打設，(d)地震荷重に既存と新設構造が一体となって耐荷する構造

既設杭と新設杭をストラットで結合し，上部工を新設- 25 -

ストラット追設と増杭による改良工法概要

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

2.2

対象断面

10

図-2.1に検討対象とした水深-12.0mの直杭式横桟橋のAmplitude, (Galꞏs)

断面を示す．桟橋構造は，上杭 900mm×t17mm，下杭900mm×t13mm (SKK490)からなる４列の基礎杭を有しており ， 護 岸 は 1000mm×t17mm (SKY490) の 鋼 管 矢 板，

700mm×t9mm (SKK490)の控え杭と75mmのタイロッド

1
0.1
0.01

0.001
0.1

(高張力鋼45)からなる構造を想定した．地盤条件として，

1

Frequency, (Hz)

礫質土層，3種類の粘土層と1種類の砂質土層，護岸の背図-2.3

後に土丹と裏埋土のある断面となっており，地盤改良と

10

入力地震動の周波数特性

して粘土層の一部がSCPによる改良，土丹と控え杭の間を3. 水中振動台による模型振動実験

CDMによる改良がなされている．事前の動的有効応力解
析によりレベル２地震動に対して十分な耐力を有してい

3.1ないことを確認している．

実験概要

また，この対象断面について，レベル２地震動に対し

模型振動実験は，国立研究開発法人海上・港湾・航空て耐力を有する桟橋に新設するには，４列の基礎杭を技術研究所，港湾空港技術研究所の耐震構造研究グルー

1400mm ×t17mm (SKK490)とする必要があることが同様

プ実験棟内に設置されている三次元水中振動台を使用しに事前検討において確認されている．

た．模型振動実験は，直径6mの振動台に設置した幅2.8m，
奥行4.0m，高さ1.5mの鋼製剛土槽を用いて，中央に仕切り版を設置することで，桟橋模型２断面を同時に製作して加振を行った．模型の縮尺は，土槽の大きさを考慮して縮尺比を40に設定した．相似則については，井合により提案されている1G場における相似則6)を適用しており，
表-3.1に各パラメータの比率を示す．
なお，模型振動実験は，本研究で対象とする既設杭を活用した桟橋構造とレベル２地震動に対して耐力を有す
る一般的な桟橋構造における耐震性の比較を目的とした実験と，加振時におけるストラットの変形特性の詳細な

図-2.1
2.3

対象断面（水深-12.0m）把握を目的とした実験の２種類を実施した．

加振波形

表-3.1

検討対象とした加振波を図-2.2に，その周波数特性を
図-2.3に示す．これは，震源特性，伝播経路特性，サイト増幅特性を考慮した想定シナリオ地震動を基盤層での地震動に変換したものである．

Acceleration, (gal)400
Max.:318.37 gal, Min:-291.42 gal
200
0
-200
-400
0

50

100

図-2.2

150
200
Time, (s)

250

300

入力地震動

- 26 -

相似則 6)と縮尺比

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

3.2

既設杭を活用した桟橋構造における基礎的振動

ラットも奥行き方向の本数を考慮した合計の全塑性モー
メントが実規模と合うように，実規模で想定する1本あた

特性の比較検討(1) 模型断面りの全塑性モーメントを48/24(=2.0)倍して設定している．

図-3.1に本研究で着目する既設杭を活用した桟橋構造

そ の た め ， Case2 の 模 型 杭 は ア ル ミ 中 実 棒 (A1070) での模型断面図をCase1として示し，図-3.2にCase2として

18mmと杭１本あたりで最も耐力がある条件となり，検討対象としたレベル２地震動に対して十分な耐力を有Case1の模型杭もアルミ中実棒(A1070)を用いて，新設杭する一般的な桟橋構造の模型断面図を示す．Case1の設計は17mm，既設杭13mm，ストラット3mmとなっていにおいては，Case2で想定する鋼管径 1400mm×t17mm

る．なお，桟橋の杭下端は十分な抵抗が得られる層に施(SKK490)に対して，Case1は新設杭を既設杭間に設置す工されると考え，その層以上の変形が発生しやすい範囲

るために，新設杭の列数を3列に低減し，鋼管径もより小を検討対象とした．そのため，模型の杭下端は水平方向

さい1200mm×t20mm (SKK490)とした．ストラットは鋼を拘束し，回転が許容される形で振動台に設置している．

管径，板厚ともに既設杭の半分程度の 400mm×t8mm

その他条件として，護岸の鋼管矢板と控え杭も曲げ剛(SKK490)を想定した．

性について相似則を満足するように設定しており，鋼管以上の想定を表-3.1に示す相似則6)により模型断面の矢板はt9mmのアルミ板(A1070), 控え杭は 13mmのアル諸元を設定した．ただし，曲げ剛性と全塑性モーメント

ミ中実棒(A1070)，タイロッドは1.6mmのステンレス鋼線を同時に満足することは難しく，基礎的な挙動把握のた(SUS304)を用いている．地盤条件としては，桟橋構造のめに，新設杭と既設杭は曲げ剛性を満足させ，Case1のス

みの影響を検討するため断面形状を簡略化するとともに，トラットは加振時に損傷する可能性を考慮して全塑性モ

液状化しないよう飯豊硅砂6号を用いて気中落下法で作ーメントを満足するよう設定している．また，実規模の成し，相対密度80%であった．

対象桟橋では，奥行き方向（桟橋延長方向）に新設杭が4(2) 計測条件

列，既存杭が5列であるが，模型では杭本数が多くなりす

桟橋上部工と矢板天端の水平変位と鉛直変位をレーザ

ぎて煩雑となるために新設杭は2列，既設杭は3列に低減

ー変位計により計測する．ひずみゲージを図-3.1(b)，図している．このため，模型杭の曲げ剛性は，奥行き方向-3.2(b)に示す既設杭，新設杭，ストラットに取付けて曲の杭本数を考慮した合計の曲げ剛性が実規模と合うようげモーメントを観察する．地盤の計測として，加速度計に，新設杭の曲げ剛性は実規模で想定する1本あたりのもと間隙水圧計を図-3.1(a)，図-3.2(a) に示す海側，陸側，のを4/2(=2.0)倍，既設杭は5/3(=1.667)倍している．スト

桟橋杭間に設置している．また，桟橋模型と矢板の間に(a) 実験断面図と計測機器の設置位置(b) 桟橋模型に着目した平面図
図-3.1 既設杭を活用した桟橋構造の模型図面（Case1）(a) 実験断面図と計測機器の設置位置(b) 桟橋模型に着目した平面図
図-3.2
L2 地震動に対して十分な耐力を有する一般的な桟橋構造の模型図面（Case2）- 27 -

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

は，ロードセルを設置することで，圧縮力のみが桟橋模本実験に用いる加振波を図-3.5に，その周波数特性を型に作用するようになっており，渡板の挙動を再現でき

図-3.6に示す．これは，図-2.2に示す入力地震動についるようになっている．

て相似則により時間軸を修正したものとなっている．

(3) 事前計測

模型振動実験は，全７ステップの段階加振により実施し作製した模型断面の事前計測として，桟橋模型への微た．ステップ1～5は，図-3.5に示す加振波の振幅を50%，

小な強制振動による自由振動実験の結果を示す．強制振100%，200%，400%，600%の範囲で順次変化させ，振幅動は上部工模型をハンマーで叩くことで与え，図-3.3に50%と100%のケースを中心に桟橋模型の基本的な振動示す加速度応答と図-3.4に示す加速度フーリエスペクト

挙動の把握を目的とした．ステップ6～7は，ストラット

ルによって検討した．以上より，桟橋模型の固有振動数の損傷状態を確認の上で振幅600%，200%と過去と同じ

はCase1が18.3Hz，Case2が29.7Hzであった．

振幅の加振を行うことにより，桟橋全体での損傷の進行

Acc, (gal)

400
200

の把握を目的とした．
Case2
Case1

(5) 加振ステップごとの桟橋応答
本項では、入力振幅50%の加振ステップ１と入力振幅

0100%の加振ステップ２について詳細に示す．

-200a) 加振ステップ１：入力振幅50%

-400
0

0.1

0.2

0.3

0.4

図-3.7に加振ステップ１におけるCase1の改良構造と0.5

Case2の一般的な桟橋模型の上部工における加速度応答

time, t(s)図-3.3 桟橋模型の自由振動実験における応答波形
Amplitude, (Gal・s)1と変位応答，基礎杭における曲げモーメントの最大値と残留値の分布を示す．加速度応答においては，最大値とCase1 Case2

0.5

最小値は同程度であるが，Case1の方が150gal程度の加速度が継続する時間が長く，固有振動による影響と考えら

0.1

れる．変位応答では，残留変位に着目すると Case1は0.05

1.05mmであり，Case2の1.36mmに対し23%低く，改良効果
0.01
1

10

がみられる．基礎杭の曲げモーメントおいて，新設杭に100発生した最大・最小・残留曲げモーメント分布で比較す

frequency, (Hz)図-3.4

自由振動実験における桟橋模型のると，Case1の中央付近と陸側の杭において最大値で50%フーリエスペクトル程度となっており，上部工に接続する本数がCase1はCase2(4) 加振条件の半分であることを考えると，改良効果が得られている400と考えられる．また，Case1の既設杭(B1,B3,B4)においてAcceleration, (gal)Max.:318.37 gal, Min:-291.42 gal

40%程度がいずれの杭にも発生しており，ストラットを介0

して力の分担が行われていたと考えられる．このことは，
新設杭におけるストラットの接合点において曲げモーメ

-200
-400
0

図-3.5

Amplitude, (Galꞏs)は，杭全体に新設杭に発生する曲げモーメントの30%から200

ントが高くなっていることからも確認できる．
510Time, (s)1520b) 加振ステップ２：入力振幅100%

模型振動実験における加振波形

図-3.8に加振ステップ２におけるCase1の改良構造と10

Case2の一般的な桟橋模型の上部工における加速度応答

1と変位応答，基礎杭における曲げモーメントの最大・最小値と残留値の分布を示す．桟橋上部工の加速度応答に0.1

おいては，Case1がCase2より海側方向に２倍程度大きくなっており，これは，護岸模型との接触に起因すると考え

0.01

られる．また，変位応答では，残留変位に着目するとCase1

0.001
0.1

1

10

Frequency, (Hz)

図-3.6

100

は5.36mmであり，Case2の5.09mmに対し5%程度高くなっ加振波の周波数特性ている．段階加振であることを考え，累積変位はCase1で6.41mm，Case2で6.45mmとほぼ同等の値となっている．

- 28 -

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

MAX=442.32 gal, MIN=-347.46 gal

Acc. (gal)

5

10

15

1.0
0
-1.0
0

5

time, (s)Bending moment:

MAX.,

MIN.,

time, (s)05time, (s)Bending moment:

800

800

10

15

MIN.,

RES.

Pile: A2

Pile: A3

Hieght, (mm)

1000

MAX.,

Pile: A1

1200

1000

15

1.0

RES.
Pile: A3

10

MAX= 1.619mm, RES.=1.359mm

-1.0
0

15

Pile: A2

Pile: A1

1200

10

5

2.0
Disp. (mm)Disp. (mm)time, (s)MAX= 1.216mm, RES.=1.056 mm

2.0

Height, (mm)MAX= 440.75 gal, MIN= -441.94 gal

500
250
0
-250
-500
0

Acc. (gal)

500
250
0
-250
-500
0

600

600

400

400
200

200

0
4

2

0

-2

-4 4

2

0

Bending moment:

MAX.,

2

0

-2

0
4

-4

Bending moment,
(Nꞏm)

MIN.,

2

0

-2

Bending moment,
(Nꞏm)

-4 4

2

0

-2

Bending moment,
(Nꞏm)

-4 4

2

0

-2

-4

Bending moment,
(Nꞏm)

RES.
Pile: B4

Pile: B3

Pile: B1

1200

-4 4

-2

Bending moment,(Nꞏm)

Bending moment,(Nꞏm)

Height, (mm)

1000
800
600
400
200
0
4

2

0

-2

Bending moment,
(Nꞏm)

-4

4

2

0

-2

Bending moment,
(Nꞏm)

-4

4

2

0

-2

-4

Bending moment,(Nꞏm)(a)Case1:既設杭を活用した桟橋
図-3.7(b) Case2: L2 地震動に対して十分な耐力を有する
一般的な桟橋構造
加振ステップ１：入力振幅 50%- 29 -

MAX= 1495.47 gal, MIN= -698.50 gal

1500
1000
500
0
-500
-1000

Acc. (gal)Acc. (gal)近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

510time, (s)015MAX= 6.729 mm, RES.=5.360mm,

8.0
6.0
4.0
2.0
0
-2.0
0

5

Bending moment:

MAX.,

Disp. (mm)Disp. (mm)0Pile: A1

1200

10time, (s)

MIN.,

15

Pile: A3

800

800

15

10

time, (s)

MAX.,

MIN.,

15
RES.

Pile: A2

Pile: A3Height, (mm)1000

Height, (mm)5

Pile: A1

1200

10time, (s)MAX= 5.539mm, RES.=5.086mm

Bending moment:

1000

600

600
400

400

200
0
8

5

8.0
6.0
4.0
2.0
0
-2.0
0

RES.

Pile: A2

MAX= 729.28 gal, MIN= -521.85 gal

1500
1000
500
0
-500
-1000

200
4

0

-4

-8 8

Bending moment,
(Nꞏm)

4

0

Bending moment:

MAX.,

Pile: B1

1200

-4

-8 8

Bending moment,
(Nꞏm)

4

0

-4

0
8

-8

Bending moment,
(Nꞏm)

MIN.,

4

0

-4

Bending moment,
(Nꞏm)

-8 8

4

0

-4

Bending moment,
(Nꞏm)

-8 8

4

0

-4

-8

Bending moment,
(Nꞏm)

RES.
Pile: B4

Pile: B3

Height, (mm)

1000
800
600
400
200
0
8

4

0

-4

Bending moment,
(Nꞏm)

-8 8

4

0

-4

Bending moment,
(Nꞏm)

-8 8

4

0

-4

-8

Bending moment,(Nꞏm)(a)Case1:既設杭を活用した桟橋
図-3.8(b) Case2: L2 地震動に対して十分な耐力を有する
一般的な桟橋構造
加振ステップ２：入力振幅 100%

- 30 -

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

次に，基礎杭の曲げモーメントにおいて，新設杭の曲初期位置に対する相対変位で示している．図より，桟橋

げモーメント分布で比較すると，Case1では杭頭付近に

模型は海側へ全体にほぼ水平に移動するが，既設杭は岸7N･mの最大曲げモーメントが発生しており，地中部分で壁法線方向だけでなく，岸壁法線直交方向にも変位が発はCase2と同様の分布となっている．また，Case1の既設杭生しており，その傾向は海側両端の既設杭ほど相対変位においては，加振ステップ１と同様に杭全体で新設杭にが大きくなっている．これは，既設杭に接続するストラ

発生する曲げモーメントの30%から40%程度が発生してットが断面端部で本数が少なく，一定方向からのみ荷重

おり，ストラットを介して力の分担が行われていたと考が作用するためと考えられる．図-3.11 には加振終了時

えられる．

の桟橋模型中央断面の鉛直変位分布を示す．図より，桟c) 桟橋の水平変位による改良効果の比較

橋模型の水平変位の増加に伴って，陸側の新設杭が引き

図-3.9に段階加振の各ステップにおける桟橋上部工端

抜かれるように変形するが，既設杭はほとんど水平変位部の累積残留水平変位を示す．いずれの加振ステップにのみとなっており，ストラットには鉛直方向の変形も発おいてもCase1の既存構造を活用した桟橋模型の変位量生していることがわかる．

が小さくなっている．最終的な累積残留水平変位では，

100
80

Case1
Case2

60
40
20

1000

800
Sea
side

Land
side

600

400
1400

1600

1800

2000

horizontal position in longitudinal direction, (mm)horizontal position in depth direction, (mm)Before Experiment After Experiment
Superstructure
Superstructure
New pile
New pile
Existing pile
Existing pilehorizontal position in depth direction, (mm)Cumulative residual horizontal
disp. of wharf model edge, (mm)Case1が75.4mm，Case2では77.81mmであった．

600

Relative position against Superstructure
New pile
Existing pile(before experiment)
Existing pile(after experiment)

Sea side

Land side

480
360
240
120
0
0

110

220

330

440

horizontal position in longitudinal direction, (mm)(a)桟橋上部工と基礎杭の絶対変位 (b)基礎杭の相対変位0step1 step2 step3 step4 step5 step6 step7(amp. 50%) (100%) (200%) (400%) (600%) (600%) (200%)

図-3.10加振前後の桟橋模型の水平変位分布（Case1）

Shaking step
一般的な桟橋構造と着目する桟橋構造の上部工

experiment1300 BeforeNew
pile & Spstr.

端部における加振ステップ毎の累積残留水平変位
この結果について，まず加振波の周波数特性と各桟橋
模型の固有周期から検討する．各固有周期における図-3.6の振幅では，Case1がCase2よりも若干大きいことから，
本実験ではCase1の方が変形しやすい条件であったと考

vertical position, (mm)図-3.9

Exist. pile tip

After experiment
New pile & Spstr.
Exist. pile tip

Superstructure(spstr.)1200

New pile

1100

Strut

1000
Sea sideえられる．次に，部材の条件として，Case1のストラット

1400

は全塑性モーメントを満足するよう設定したため，曲げLand side

1600

1800

2000

horizontal position in longitudinal direction, (mm)図-3.11剛性は想定よりも小さくなる．このため，部材として変加振前後の桟橋模型の鉛直変位分布（Case1）

形しやすい条件であったと考えられる．以上から，最終的な変形量がCase1とCase2で同程度であったことは，

図-3.12に加振終了時の新設杭と既設杭の相対変位にCase1における改良構造は，Case2のL2地震動に対して十基づくストラットに残留した公称ひずみの分布を示す．

分な耐力を有する一般的な桟橋構造と同等以上の耐震性図より，海側のストラットは圧縮され，陸側に向かってを有しているといえる．

圧縮と伸長が交互に生じている．また，発生している各部材のひずみは部材の降伏応力に相当するひずみ0.2%をd) 段階加振終了後の変形挙動

超えているため，全てのストラットが降伏状態に至って

図-3.10(a)に加振前後の Case1 における桟橋模型の上いたと考えられる．

部工と杭頭の水平変位分布を，図-3.10(b)に杭頭変位を- 31 -

horizontal position in depth direction, (mm)近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

600

480

(1) 模型断面

Relative position against superstructure
New pile
Existing pile
Value upon strut：Nominal strain(%)
Ext.(+)，
Comp.(-)

Sea side

図-3.13 に検討対象とした桟橋模型の断面図と平面図

Land side

3.22
1.98
-4.45
-7.57

を示す．模型桟橋，矢板模型，控え杭の諸元は図-3.1 に

6.69
-6.01

示す断面と同一である．なお，桟橋模型の上部工については，鋼板から鋼製枠に変更されているが，これは上部

360

240

-4.99

5.86

-4.26

2.80

7.77
7.49
-1.04
-0.48

-4.30

5.23

-3.21

からストラットの挙動を確認するためであり，平面サイ
ズと重量は同一である．また，地盤条件も同様に飯豊珪

2.71

砂 6 号を用いて気中落下法で作成し，相対密度は 90%で
120

0
0

-4.59

3.12

7.17
6.31
-4.04
2.56

あった．
(2) 計測条件

110

220

330

440

図-3.1と同様に桟橋上部工と矢板天端の水平変位と鉛

horizontal position in longitudinal direction, (mm)図-3.12

加振終了時のストラットの公称ひずみ分布

直変位をレーザー変位計により計測し，ひずみゲージを図-3.13に示す既設杭，新設杭，ストラットに取付けて曲以上より，ストラット追設と増杭による耐震改良方法

げモーメントを観察する．なお，ひずみゲージのストラ

は，新設杭の本数や小断面化を行いつつも L2 地震動にットへの貼付けは(3)で詳述する．地盤の計測についても，対して十分な耐力を有する一般的な桟橋構造と同程度の加速度計と間隙水圧計を海側，陸側，桟橋杭間に設置し耐震性があることを示した．ただし，ストラット部材にている．また，桟橋模型と矢板の間にはロードセルを設

は，平面方向だけでなく鉛直方向への変形がみられたた

置することで，圧縮力のみが桟橋模型に作用するようにめ，その挙動に着目した検討を次節の実験で検討する．

なっており，渡板の挙動を再現できるようになっている．
(3) ストラットの計測方法

3.3

既設杭を活用した桟橋構造におけるストラット

ストラットの変形応答の計測においては，軸力－軸ひの応答に着目した模型振動実験

ずみ挙動，水平・鉛直方向の曲げモーメント－曲率挙動，
トルク－ねじれ角挙動が計測できるように，ひずみゲー

本項では，3.2節で検討されたストラットの応答についジをストラット部材と支柱に配置した．図-3.14にその詳て，二次元動的有効応力解析でのモデル化を念頭にその細を示す．

詳細な応答を検討することを目的として検討を行った．

図-3.13

軸力－軸ひずみ挙動について，軸力は既設杭側の支柱

ストラットの応答に着目した加振実験の検討断面- 32 -

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究にストラットの軸と直交するように張り付けたひずみゲーメント－曲率挙動，トルク－ねじれ角挙動を示していージによって計測した曲げモーメントより換算する．軸る．まず，加速度応答について，最大値が864galと，図-3.7

ひずみは，ストラットの新設杭側に直接貼り付けたひずと比較すると２倍程度と大きくなっている一方．最小値

みゲージの測定値を用いる．

の差は50gal程度となっている．最大値の波形をみるとス

水平方向の曲げモーメント－曲率挙動について，曲げパイク状であることから，矢板護岸との接触に起因するモーメントは軸ひずみ計測で用いた水平に貼り付けられと考えられる．また，変位応答においては，残留値がたひずみゲージより測定する．曲率は，新設杭側の支柱

1.05mmに対し0.6mmと40%程度低下している．また，基に斜め45度で張り付けられたひずみゲージによるねじれ

礎杭に発生した最大・最小・残留曲げモーメント分布に角を水平方向の曲率に換算して用いている．

おいては，新設杭に対して既設杭が50%程度の曲げモーメ

鉛直方向の曲げモーメント－曲率挙動について，曲げントが発生していることから，3.2節と同様にストラット

モーメントはストラットの既設杭側の鉛直方向の面に貼を介して新設杭に作用する慣性力に新設杭と既設杭が一り付けられたひずみゲージより測定する．曲率は，既設体となって耐荷していることが確認できる．

杭側の支柱において，ストラットの軸と直交するようにストラットの応答については，軸力が±25N程度，トル

張り付けたひずみゲージによる曲げひずみより換算する．

クも最大60N･mm，最小-20N･mmの範囲で楕円状の範囲

最後に，トルク－ねじれ角挙動において，トルクは既に発生していることから変形による減衰が発生している

設杭側の支柱において，ストラットと並行する方向に貼と考えられる．一方，曲げモーメントにおいては水平方

り付けたひずみゲージにより，曲げひずみをトルクに換

向より鉛直方向への曲げモーメントが大きく，履歴ルー算している．ねじれ角は，ストラット中央に斜め45度でプも確認できる．この挙動は，図-3.11に示す加振終了後張り付けられたひずみゲージによるねじれ角の計測値をのストラットの鉛直方向への変形が発生している点と同用いている．

様であり，本実験において加振時におけるストラットを介して分担される軸力，曲げモーメントに加えて，新設
杭と既設杭の変形量の差によるねじりを定量的に確認できたと考えられる．
b) 加振ステップ２：入力振幅100%
図-3.16に加振ステップ２における桟橋上部工の加速度応答，変位応答，基礎杭における最大・最小・残留曲
げモーメント分布を示す．また，断面中央のストラットにおける軸力－軸ひずみ挙動，水平・鉛直方向の曲げモーメント－曲率挙動，トルク－ねじれ角挙動を示している．加速度応答では，最大値，最小値ともに図-3.8と同程度であるが，変位応答では5.36mmに対し3.1mm程度と加振ステップ１と同様に40%の低下がみられる．曲げモー

図-3.14ストラットの計測方法

メントにおいては，新設杭は6N･mm程度の作用に対して，既設杭には3N･mmと同じく50%程度の値が作用している．

(4) 加振条件

ストラットの応答としては，軸力が最大で35N，最小で3.2節の図-3.5に示す入力地震動の加速度波形を用い-20N,トルクは-50～70N･mm程度と20%程度増加している．

て，その振幅を加振ステップ１として50%, 加振ステッ

一方，鉛直方向の曲げモーメント－曲率関係は，水平方

プ２として100%と変化させて段階加振を行った．

向に対して履歴ループの面積が増加している．

(5) 加振ステップごとの実験結果
a) 加振ステップ１：入力振幅50%
図-3.15に加振ステップ１における桟橋上部工の加速度応答，変位応答，基礎杭における最大・最小・残留曲
げモーメント分布を示す．また，断面中央のストラットにおける軸力－軸ひずみ挙動，水平・鉛直方向の曲げモ- 33 -

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

MAX.= 864.10 gal, MIN.= -405.93 gal

Disp. (mm)Acc. (gal)

1000
500
0

-500
0

5

10

time, (s)15MAX= 1.234 mm, RES.=0.629 mm

1.5
1.0
0.5
0
-0.5
0

5

(a)桟橋上部工の加速度応答
Bending moment:

MAX.,

MIN.,

Bending moment:

RES.

800

Height, (mm)800

Height, (mm)

1000

600
400

MIN.,

RES.

Pile: B2

Pile: B4

600
400
200

200
0
6

3

0

-3

Bending moment,
(Nꞏm)

-6 6

3

0

-3

0
6

-6

Bending moment,
(Nꞏm)

3

0

3

0

-3

-6 6

Bending moment,
(Nꞏm)

3

0

-3

Bending moment,
(Nꞏm)

100
Torque, (Nꞏmm)

20
10
0

-10

50
0

-50

-20
-0.00500.005
Axial strain, (%)-100-0.005

0.01

100
50
0
-50
-0.02500.025
Curvature, (-)

0.005

100
50
0
-50

-100
-0.05

0.05

(g)ストラットの鉛直曲げモーメント－曲率関係
図-3.15-0.002500.0025
Torsional strain, (%)(f)ストラットのトルク－ねじりひずみ関係
Horizontal bending moment, (Nꞏmm)(e)ストラットの軸ひずみ－軸力関係

-100
-0.05

-6 6

(d)既設杭の曲げモーメント分布

30

-30
-0.01

-3

Bending moment,(Nꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布

Axial force, (N)MAX.,

Pile: B1

1200

1000

Vertical bending moment, (Nꞏmm)15(b)桟橋上部工の変位応答

Pile: A2

Pile: A1

1200

10time, (s)-0.02500.025
Curvature, (-)0.05(h)ストラットの水平曲げモーメント－曲率関係

加振ステップ１：入力振幅 50%- 34 --6

MAX.= 1477.97 gal, MIN.= -685.90 gal

1500
1000
500
0
-500
-1000

Disp. (mm)Acc. (gal)

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

0

5

10

time, (s)15MAX.=5.285 mm, RES.=3.098 mm

6.0
4.0
2.0
0
-2.0
0

5

(a)桟橋上部工の加速度応答
Bending moment:

MAX.,

MIN.,

Pile: A1

1200

RES.

Bending moment:

Pile: A2

15

MIN.,

RES.
Pile: B4

Pile: B2

1000

800

800

Height, (mm)Hiehgt, (mm)MAX.,

Pile: B1

1200

600

600

400

400

200

200

0
10

5

0

-5 -10 10

Bending moment,
(Nꞏm)

5

0

0
10

-5 -10

Bending moment,
(Nꞏm)

5

0

25

50

Torque, (Nꞏmm)

100

0

-25

0

-5 -10 10

5

0-5 -10

Bending moment,
(Nꞏm)

0

-50

-0.00500.005
Axial strain, (%)-100-0.005

0.01

200
100
0

-100
-0.05

0
0.05
Curvature, (-)0.1(g)ストラットの鉛直曲げモーメント－曲率関係
図-3.16-0.002500.0025
Torsional strain, (%)0.005(f)ストラットのトルク－ねじりひずみ関係
Horizontal bending moment, (Nꞏmm)(e)ストラットの軸ひずみ－軸力関係

-200
-0.1

5

Bending moment,(Nꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布

50

-50
-0.01

-5 -10 10

Bending moment,(Nꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布

Axial force, (N)10(b)桟橋上部工の変位応答

1000

Vertical bending moment, (Nꞏmm)time, (s)

100
50
0
-50
-100
-0.05

-0.02500.025
Curvature, (-)0.05(h)ストラットの水平曲げモーメント－曲率関係

加振ステップ２：入力振幅 100%

- 35 -

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

3.4

4. 有効応力解析による模型振動実験の再現解析

まとめ

追設ストラットと増杭による耐震改良方法について，
その改良効果を，三次元水中振動台を用いた模型振動実

4.1

験によって検討した．

本章では，前章で得られた改良効果を実スケール断面

再現解析概要レベル２地震動に対し，提案する耐震改良断面の加速での検討に繋げるために，動的有限要素法解析によって度応答や水平変位などは，耐震性能を満たす全て新設し模型実験の再現を試みる．解析コードには，２次元非線た模型断面と同程度であった．また，基礎杭の曲げモー

形動的解析プログラムFLIP7)を用いることとし，岸壁法線

メントにおいては，新設杭に作用する30%～40%を既設杭

直交方向のみの挙動を対象としている．ただし，ストラが受け持つことが確認された．以上より，提案工法は，ットは岸壁法線方向に配置され，3.3節の検討において軸一般的な桟橋に比べて新設杭の本数も少なく，その基礎力，水平・鉛直方向の曲げモーメント，トルクの作用が杭も省断面化されているが，レベル２地震動に耐えられ確認されていることから，二次元断面への換算についてる構造であることを示した．また，ストラットの挙動に

詳細に検討する．ただし，二次元断面の検討であるため，着目した振動実験では，ストラットへ作用する力が軸力

実験でみられた岸壁法線方向端部の既設杭やストラットや水平方向の曲げモーメントだけでなく，鉛直方向の曲における岸壁法線方向への変形や作用力は考慮できていげモーメント，トルクも作用していることを定量的に計ない点に留意が必要である．

測した．

図-4.1

実験結果再現のための有限要素解析モデル

表-4.1

模型振動実験結果の再現解析パラメータ

非線形はり要素

新設杭

矢板

26.5

345.9

26.5

I (m /m)

-8

-9

-6

-9

4.267×10-48.000×10

1.367×102

断面積

ストラット控え杭26.5

4

断面二次ﾓｰﾒﾝﾄ

既設杭3

 (t/m )密度-4

A (m /m)

7.566×10
27.010×10-4

6.637×10

3.610×10-111.125×10

9.429×10
7.697×10-40.6624

26.5
-8
-3

3.029

曲げ剛性(一次勾配) EI 1 (kNm /m)

0.97030.4977曲げ剛性(二次勾配) EI 2 (kNm2/m)

0

0

0

0

0

M p (kNm/m)

0.24570.1648-3

1.146×10

0.2058

1.440

-2

-2

0.864

全塑性ﾓｰﾒﾝﾄ-2

7.990×10-4

全塑性ﾓｰﾒﾝﾄ(各部材)M p (kNm)

4.423×10

1.977×10

1.031×10

2.470×10

N y (kN/m)

68.1

59.7

12.8

69.3

降伏応力
マルチスプリング要素
密度
基準拘束圧

密地盤(気中) 密地盤(水中)3

 (kN/m )2

 ma'(kN/m )

16.3

19.9

98.0

98.0

2

せん断弾性係数 G ma(kN/m )

63.6

63.6

K ma(kN/m )

2

165.9

165.9

体積弾性係数
ポアソン比



0.33

0.33

間隙率

n

0.45

0.45

内部摩擦角

 (deg.)

38.7

38.7

粘着力

c (kN/m )2－－

最大減衰定数

h max

0.24

0.24

拘束圧依存性mg , mk

0.5

0.5- 36 -

720.0

線形はり要素

上部工
3

77.0

断面積

2

A (m /m)

6.00×10断面二次ﾓｰﾒﾝﾄ

I (m /m)

4

1.80×10密度

 (kN/m )-3-9

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究(1)解析断面設定

図-4.3にフレーム解析によって得られた荷重－変位関

図-4.1に解析に用いるメッシュを示す．なお，桟橋模係を示す．図より，降伏荷重0.395kN，勾配760.7kN/mが型の杭下端は模型実験と同様になるよう固定境界の上に得られた．この結果により，降伏軸耐力は降伏荷重をス

ピン結合となるよう設定している．解析パラメータは，

トラット２本分の軸耐力とみなし，部材１本当りとした．

表-4.1にまとめている．二次元断面での表現にあたり，

N y  0.395 / 2  0.1975[kN ]全てのパラメータは奥行1.0m当りの値に換算しており，また，断面二次モーメントは二次元断面上の長さと実特に基礎杭モデルに関しては，奥行き1mあたりに含まれ際の長さ，断面積はフレーム解析の勾配と二次元断面上る本数6.67本を乗じた値になっている．

の長さから補正し，単位体積重量は断面積補正を割り戻すことでパラメータ補正を行う．

模型実験の地盤のモデル化については，相対密度が高く，実験で過剰間隙水圧比が1.0に達して液状化に至って0.5

いる地点は無かったことから，液状化パラメータは用い
0.4
Force, (kN)ていない．また，入力波には，図-3.5に示す模型振動実
験と同じ地震波を用いている．
4.2

ストラットのモデル化

Yield strength = 0.395 kN

0.3
0.2
Gradient = 760.7 kN/m

0.1

二次元の再現解析断面のストラットには，バイリニア

00型の非線形はり要素を用いることとし，その軸剛性と曲げ剛性においてパラメータの補正を行うこととした．具

0.0002 0.0004 0.0006 0.0008 0.001
Displacement, (m)図-4.3

体的には，解析でのストラット要素の軸剛性において模ストラットのフレーム解析結果

型での水平方向の曲げ剛性を考慮し，解析でのストラッ(2)

ト要素の鉛直方向の曲げ剛性において，模型でのねじり

ねじりを考慮した換算曲げ剛性

剛性を考慮している．ただし，通常の設計においては，２次元断面におけるねじりの表現は、部材の曲げ剛性

接続部分を含めたフレーム解析などによる検討が必要でにねじり剛性を合成することで再現することとした。考あると考えられる．

慮にあたっては，図-4.4に示す端部を固定された２本の(1)

ストラットに作用する鉛直荷重とモーメントを対象とし

換算軸剛性て，解析的に換算剛性を算出した．

軸剛性における水平方向の曲げ剛性の検討は，平面二次元フレーム解析によって検討した．図-4.2にフレーム解析のモデル化対象として，新設杭，既設杭２本，それらを接続するストラット２本を示す．本構造においては上部工の慣性力は新設杭からストラットを介して既設杭に伝達することから，既設杭の接続位置を固定し，新設杭の取り付け位置に荷重を作用させている．これにより，得られる荷重と変位の関係から勾配を算出することで，水平方向の曲げ剛性の影響を考慮した二次元解析におけるストラットのはり要素の軸剛性を得ることができる．

図-4.4

ねじりを考慮した換算曲げ剛性の検討

本検討において，図中の左右の部材をそれぞれA、Bとして分解し，まず端点にP/2が載荷した場合を対象とする．
部材端点には，載荷によってそれぞれモーメントが作用
図-4.2

換算軸剛性のフレーム解析による検討方法

することとして，部材Aにおけるたわみ角を求める．

- 37 -

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

P 2l M A cos   M B sin   l
w ' l    2 
2 EI
EI

4.3

桟橋模型上部工の水平変位量，水平加速度，杭の曲げ次に，部材Bについて，ねじり角を求める．
  l   

再現解析結果モーメント分布について，3.3節の加振ステップ２の実験

 M A cos   M B sin   l

結果に対する比較検討を行う．図-4.5に桟橋模型上部工

GJの加速度応答を，図-4.6に水平変位量の経時変化を示す．

これらは端点で同一となることから，次式が成り立つ．

変位応答において，残留水平変形は実験が3.098mmに対して，数値解析も3.1mmとほぼ一致している．また，加速度

P 2l M A cos   M B sin   l    M A cos   M B sin   l
2 
2 EI
EI
GJ

応答においては，最小値は同程度であるが最大値は２倍程度の差がみられる．この点については，実験において部材 B について P/2 によるたわみ角とねじり角を同様

矢板模型との接触による影響と考えられる．

に求めることで次式が得られる．
Acceleration of wharf edge, (gal)P 2l M B cos   M A sin   l    M B cos   M A sin   l
2 
EI
GJ
2 EI

これらの式を連立することで，次式に示す端点におけるモーメントとたわみが得られる．
MA  MB wl  PlGJ
4  EI  GJ  cos   sin    M B cos   M A sin   l 2
2 EI

2000

Amp. of seismic wave: 100%

1500
1000
500
0
Experiment
Simulation

-500
-1000

0

5

10

15

Time, (s)Pl 3
 Pl 3GJ
Pl 3

6 EI 8EI  EI  GJ  6 EI

図-4.5

加速度時刻歴これが二次元断面において，等価な剛性 EI2D とした場
Displacement of wharf edge, (mm)合の変位に一致すると仮定する．
3

Pl2 D
Pl 3GJPl 3

3EI 2 D
8 EI EI  GJ  6 EI

なお，l2D は二次元断面にストラットを投影した長さである．以上より，ねじりを考慮した二次元断面における曲げ剛性が得られる．
8EI  GJ   l2 D 
EI 2 D  EI
4 EI  GJ  l 
3

4
2
0

Experiment
Simulation

-2

0

5

図-4.6

Experiment,

Simulation

Experiment,

New pile(2nd pile from sea side)

1200

1200
1000

800

800

Height, (mm)1000
Height, (mm)Amp. of seismic wave: 100%

10

15Time, (s)New pile(1st pile from sea side)

600
400

変位時刻歴
Simulation

Existing pile
Existing pile
(1st picle from sea side) (2nd pile from sea side)

Existing pile
(4th pile from sea side)

600
400
200

200
0
12

6

6

0

-6 -12

Bending moment,
(N・m)

12

6

0

-6 -12

Bending moment,
(N・m)

0
2

1

(a)新設杭
図-4.7

0

-1

Bending moment,
(N・m)

-2 2

1

0

-1

-2 2

Bending moment,(N・m)(b) 既設杭
加振波の最大加速度発生時における曲げモーメント分布の比較- 38 -

1

0-1

Bending moment,
(N・m)

-2

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

Experiment,

Simulation

200
Bending moment, (Nꞏmm)

Axial Force, (N)

40
20
0

Simulation

100
0

-100

-20
-40
-0.01

Experiment,-0.005

0

0.005

-200
-0.2

0.01

-0.1

0

0.1

0.2

Axial strain, (%)

Curvature, (-)(a)海側ストラットにおける軸力－軸ひずみ関係(b) 海側ストラットにおける鉛直曲げモーメント－曲率関係

図-4.8

ストラットの履歴曲線の比較

5. 有効応力解析による実規模断面を対象とした

図-4.7 に上部工に発生した加速度最大振幅における解析的検討

新設杭と既設杭の曲げモーメント分布に関する模型実験と数値解析の比較結果を示す．図-4.7(b)右側の陸側の既設杭で差が見られるが，その他の新設杭と既設杭におい本章では，模型実験結果とモデル化による再現解析をて定量的な曲げモーメント分布の一致が確認できる．

もとに，ストラット追設と増杭による耐震改良構造の実

図-4.8 に海側のストラットにおけるストラットの軸規模断面における効果的な部材の選定を目的として，動的有効応力解析を実施する．

力－軸ひずみ関係と曲げモーメント－曲率関係の模型実験と数値解析の比較結果を示す．軸力－軸ひずみ関係に

5.1

おいて，数値解析では部材の降伏が発生していないため

実規模解析概要

線形挙動となっているが，発生した軸力と軸ひずみの値

解析断面の設定では図-2.1 に示した断面を参考としは定量的に一致している．曲げモーメント－曲率関係にて，図-5.1 に示す土層モデルで検討を行った．表-5.1

おいては，発生曲率に差がみられるが，作用する曲げモにこれらの解析パラメータを示す．なお，桟橋のモデル

ーメントの範囲は同程度である．

は，表-4.1 に示す再現解析と同様にバイリニア型の非線形はり要素を用いており，ストラットについては換算軸4.4

剛性と換算曲げ剛性を用いている．基礎杭の諸元についまとめ

本章では，模型振動実験結果を再現する二次元非線形ては，模型作成時に用いたパラメータをもとに，新設杭有限要素モデルを作成して，3.3 節の実験結果との比較

1200mm×t20mm，既設杭は上杭 900mm×t17mm，下杭による検証を行った．特に，ストラットについては，軸900mm×t13mm として設定した．護岸の鋼管矢板は力に加えて，曲げモーメント，ねじれによる三次元的な1000mm×t17mm，控え杭700 mm ×t9mm として設定し力の作用やそれに伴う変形を二次元モデルのパラメータている．
また，本検討においては，周波数特性の影響を考慮すで考慮するために，フレーム解析と解析解により詳細にるために図-2.2 に示す地震動を入力地震動 A として，図検討を行った．
検証は，桟橋上部工の加速度と変位の時刻歴データ，-5.2 に示す２種類の入力地震動についても併せて検討

入力波の最大加速度振幅における新設杭と既設杭におけを行った．これは，異なるピーク周波数を持つ震源特性，

る曲げモーメント分布，ストラットにおける軸力－軸ひ伝播経路特性，サイト増幅特性を考慮した想定シナリオ

ずみ関係，曲げモーメント－曲率関係を対象に行った．

地震動を基盤層での地震動に変換したものである．図いずれの結果においても，定量的に実験結果と解析結果-5.3 には，これらの入力地震動の加速度応答スペクトルが一致しており，本項で検討したモデル化方法によってを示す．

ストラット挙動を含めてストラット追設と増杭による改良構造の動的応答を再現できることを示した．

- 39 -

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

図-5.1

実験結果再現のための有限要素解析モデル
Input wave B

800

Acceleration response spectrum, (gal)Acceleration, (gal)Max.:707.65 gal, Min:-446.39 gal
400
0
-400
-800
0

50

Time, (s)100150
Input wave C

800
Acceleration, (gal)Max.:576.21 gal, Min:-515.24 gal
400
0
-400

h=0.2

1000
500
100
50

Input waveA
Input waveB
Input waveC

10
0.1

0.5

1

5

10

Period, (s)

-800
0

図-5.2

5000

50

Time, (s)

100

150

図-5.3

追加検討に用いた入力地震動
表-5.1

模型振動実験結果の再現解析パラメータ

非線形はり要素新設杭3

密度

 (kN/m )断面二次ﾓｰﾒﾝﾄ

I (m /m)

既設杭

既設杭

（上杭）

（下杭）

77.0

77.0

77.0

4

-3

-4

-4

控え杭

矢板

77.0
-4

77.0
-3

2.56×10

9.08×107.00×10

4.44×100.01472

0.009310.007120.00746

0.045451230018150014010088740

10950002

断面積

加速度応答スペクトル

A (m /m)

曲げ剛性(一次勾配) EI 1 (kNm2/m)

5.48×10曲げ剛性(二次勾配) EI 2 (kNm2/m)

0

0

0

0

0

M p (kNm/m)

1741.0

824.3

633.5

516.1

4471.1

全塑性ﾓｰﾒﾝﾄ

線形はり要素

上部工
3

105.0

4

0.111

A (m /m)

20.333

 (kN/m )密度

断面二次ﾓｰﾒﾝﾄ I (m /m)
断面積

Ac1

Ac2

As

Dc

Dg Dcg(c1) Dcg(c2)

SCP Bs(水中) Bs(気中)

土丹

CDM

15.9

15.1

18.5

15.3

20.0

18.0

17.0

18.3

18.7

17.6

18.4

18.7

2
 ma'(kN/m ) 155.4 205.8

98.0

250.1

98.0

282.8

241.6

105.7

98.0

98.0

63.4

98.0

76500 111776

57863

57863

102000102000

マルチスプリング要素
3

密度

 (kN/m )基準拘束圧

せん断弾性係数 G ma(kN/m2) 41535 34668 59384 56360 260543 200020
体積弾性係数

2
K ma(kN/m ) 108316 90410 154863 146979 679456 521622 199500 291494

150899150899266000266000

ポアソン比



0.33

0.33

0.33

0.33

0.33

0.33

0.33

0.33

0.33

0.33

0.33

0.33

間隙率

n

0.64

0.68

0.50

0.69

0.45

0.55

0.55

0.51

0.49

0.49

0.55

0.50

内部摩擦角

 (deg.)

0.00

0.00

38.50

0.00

42.60

0.00

30.00

39.60

40.80

40.80

0.01

0.01

粘着力

c (kN/m )0.00 186.20

0.00

225.00

0.00

0.00

0.00

0.00

300.00300.00最大減衰定数

h max

0.19

0.17

0.20

0.16

0.19

0.20

0.20

0.23

0.19

0.19

0.20

0.20

拘束圧依存性mg , mk

0.50

0.50

0.50

0.50

0.50

0.50

0.50

0.50

0.50

0.50

0.00

0.50

2

122.40 155.70- 40 -

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

Residual Displacement., (cm)

本章の検討においては，効果的なストラット部材を検討することを念頭に，表-5.2に示す一般的な鋼管を対象として実施した．これらの鋼管は，曲げ剛性と全塑性モーメントの諸元が２倍程度異なるように選定しており，
曲げモーメントと全塑性モーメントの算定においては，
腐食代を1mm考慮している．
表-5.2
外径

ストラットのパラメータ

厚さ

外径

記号

厚さ

曲げ剛性

全塑性モーメント(腐食考慮) (腐食考慮)(腐食考慮)

mm

kN･m

2

kN･m

163.2

5

1.56E+03

3.94E+01

6

214.3

5

3.60E+03

6.91E+01

7

265.4

6

8.23E+03

1.27E+02

318.5

7.9

316.5

6.9

1.61E+04

2.08E+02

406.4

7.9

404.4

6.9

3.41E+04

3.44E+02

6

508

7.9

506

6.9

6.74E+04

5.42E+02

7

558.8

9

556.8

8

1.04E+05

7.59E+02

8

600

12

598

11

1.75E+05

1.19E+03

mm

mm

1

165.2

6

2

216.3

3

267.4

4
5

250
input waveA
input waveB
input waveC

200

150

100

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Strut No.

(腐食考慮)

9

700

12

698

11

2.80E+05

1.64E+03

10

812.8

14

810.8

13

5.61E+05

2.61E+03

11

1016

16

1014

15

1.18E+06

4.72E+03

12

1219.216

1217.215

2.05E+06

6.83E+03

図-5.5

桟橋上部工の残留水平変位

桟橋上部工の最大加速度と残留水平変位の応答について，最大水平変位発生時における新設杭，既設杭とストラットの曲げモーメント分布をもとに検討する．なお，
簡単のためにストラット No.1：165.2mm, t6.0mm，No.5：

406.4mm, t7.9mm，No.8：600.0mm, t12.0mm，No.12：
1219.2mm, t16.0mm の４ケースに着目して結果をまとめる．図-5.6 から図-5.9 に入力地震動 A における桟橋

5.2

実規模解析結果

上部工の水平加速度時刻歴，水平変位時刻歴，新設杭，
既設杭，ストラットの曲げモーメントを示す．なお，曲対象とする１２種類のストラットを用いた３種類の入げモーメントについては，上部工の最大水平変位発生時

力地震動における実規模解析結果について，図-5.4 に桟の曲げモーメント分布に加えて，解析過程における各要

橋上部工の最大水平加速度，図-5.5 に桟橋上部工の残留素に発生した最大・最小曲げモーメント分布を示してい変位を示す．図より，鋼管径が大きくなるほど桟橋上部

る．また，図-5.9 にはストラットの諸元に関する比較と工の加速度と水平残留変位は低下傾向を示す．水平残留

して，図-5.6 から図-5.9 に示した入力地震動 A におけ

変位においては，入力地震動 A と B に対して C は比較る新設杭，既設杭の最小曲げモーメント分布の比較図と的変位が小さく，入力地震動 A と B では水平残留変位のストラットの曲げモーメント図の一覧を示している．同

低下傾向が No.8 の鋼管600 mm × t12 mm より大口径の様に，図-5.11 から図-5.14 に入力地震動 B における実際に減少している．

規模解析結果と図-5.14 に曲げモーメント分布の比較図，
図-5.16 から図-5.19 に入力地震動 C における実規模解
析結果と図-5.20 に曲げモーメント分布の比較図を示す．

Max. Acc., (gal)600
input waveA
input waveB
input waveC

550(1)入力地震動 A の実規模解析結果
図-5.6 の入力地震動 A，ストラット No.1：165.2mm,

500

t6.0mm のケースについて検討を行う．図-5.6(c)の新設
杭の曲げモーメント分布では，上部工と接続する杭頭部

450
400

で最小曲げモーメントが最小（絶対値で最大）になって
おり，海側から２列目と３列目の杭では全塑性状態に至1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Strut No.

図-5.4っている．また，水深-2m のストラット接合位置においても新設杭の曲げモーメント分布には影響はほとんどみ

桟橋上部工の最大水平加速度

られない．
図-5.6(d)の既設杭の曲げモーメント分布では，
杭頭部の曲げモーメントはほとんどみられず，地中部まで単調に曲げモーメントが減少（絶対値で単調増加）している．図-5.6(e)に示すストラットの曲げモーメント分
布では，全てのストラットの新設杭もしくは既設杭との- 41 -

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

接合部で全塑性状態に至っている．このことから，図(2)入力地震動 B の実規模解析結果-5.6(c)の新設杭の曲げモーメント分布と図-5.6(d)の既図-5.11 から図-5.14 に示す新設杭，既設杭，ストラッ

設杭の曲げモーメント分布において，ストラット接合部

トの曲げモーメント分布と図-5.15 の比較図より，入力付近での曲げモーメントの分担がほとんどみられなかっ地震動 A の傾向と比較検討する．ストラットの諸元によたと考えられる．

る影響は，同様にストラットの直径が大きいほど，新設

図-5.7 の入力地震動 A，ストラット No.5：406.4mm,

杭では上部工との接合部で曲げモーメントが低減（絶対t7.9mm のケースについて図-5.6 と比較検討する．図値で減少）し，ストラットの接合部では曲げモーメント-5.7(c)の新設杭の曲げモーメント分布では，図-5.6(c)が増大（絶対値で減少）するとともに，既設杭の杭頭部において全塑性状態に至っていた上部工と接続する杭頭で発生する曲げモーメントが増加している．また，スト部の最小曲げモーメントが低減（絶対値で減少）し，ス

ラットについても，No.1： 165.2mm, t6.0mm，No.5：

トラットの接合部で増大（絶対値で増加）している．一

406.4mm, t7.9mm，では全てのストラットが全塑性状態

方，図-5.7(d)の既設杭の曲げモーメント分布では，杭頭に至っていることに対し，No.8： 600.0mm, t12.0mm，部で曲げモーメントの増大がみられていることから，ス

No.12：1219.2mm, t16.0m では，全塑性状態に至るスト

トラットを介して曲げモーメントが分担されたといえる．

ラットはみられない．また，ストラット No.8 では，新設

また，
図-5.7(e)のストラットの曲げモーメント分布では，杭，既設杭を含めた全ての部材で全塑性状態に至る部材

同様に全てのストラットが全塑性状態に至っている．

がみられないが，No.12 では，新設杭のストラット接合

図-5.8 の入力地震動 A，ストラット No.8：600.0mm,

部において全塑性状態に至っている．以上より，本ケー

t12.0mm と，図-5.9 の入力地震動 A，ストラット No.12：

スにおいては，ストラット No.8 がストラットを介した荷1219.2mm, t16.0mm のケースについて同様に比較検討

重バランスを考えた場合に最適な部材と考えられる．

する．図-5.8(c)と図-5.9(c)の新設杭の曲げモーメント(3)入力地震動 C の実規模解析結果

分布では，ストラットの直径が大きいほど，上部工との図-5.16から図-5.19の曲げモーメント分布と図-5.20

接合部の曲げモーメントが低減（絶対値で減少）し，スの比較図より，入力地震動Cについても入力地震動A, Bとトラットの接合部分で曲げモーメントが増大（絶対値で同様の新設杭，既設杭，ストラットにおける曲げモーメ

増加）し，全塑性状態に至る杭が多くなっている．図

ント分布の傾向が確認できる．また，各部材の全塑性状-5.8(d)と図-5.9(d)の既設杭の曲げモーメント分布では，態に至る損傷についても，No.8： 600.0mm, t12.0mm，

ストラットの直径が大きいほどストラットの接合部で曲No.12：1219.2mm, t16.0mmの両ケースでみられないことげモーメントが増大しており，ストラットを介して分担から適した部材と考えられる．また，このストラットNo.8,

される曲げモーメントが増加していると考えられる．一No.12のケースにおける新設杭の曲げモーメント分布を方，図-5.8(e)のストラットの曲げモーメント分布では，

みると，全塑性モーメントに対する曲げモーメントが相全塑性状態に至ったストラットは最も海側の部材のみと対的に低いことから，新設杭をより小断面とすることもなっており，図-5.9(e)では全てのストラットが全塑性状可能と考えられる．

態に至っていない．以上より，ストラットの直径が大きいほど，既設杭に分担される曲げモーメントが大きくな

5.4

まとめ

るため，図-5.5 の傾向として水平残留変位は減少すると本章では，4章で検討したモデル化をもとに，実規模断考えられる．また，水平残留変位の減少傾向が No.8：

面における効果的なストラットの諸元について，一般的

600.0mm, t12.0mm を境に低下した理由として，全塑性

な鋼管を参考に検討を行った．また，三種類の入力地震状態に至るストラットの本数が影響していると考えられ動による応答の比較を行うことで，ストラットの諸元にる．

よる基礎杭の曲げモーメント分布に与える影響とその傾図-5.10 より，上記のストラットの直径による曲げモ

向から，効果的なストラットの諸元を検討した．

ーメント分布への影響について，新設杭では上部工との接合部で最小曲げモーメントが低減（絶対値で減少）してストラットの接合部で曲げモーメントが増大（絶対値で増加）する傾向と，既設杭では杭頭部で発生する曲げモーメントが増大する傾向が定量的に確認できる．

- 42 -

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

MAX.= 544.92 gal, MIN.= -448.30 gal

Disp. (m)

500
0
100
time, (s)(a)上部工の水平加速度時刻歴200

MAX=3.099m, RES.=2.000m

4.0
3.0
2.0
1.0
0
-1.0
0

100
time, (s)(b)上部工の水平変位時刻歴

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

1st pile from sea side

0
-5
-10
Height, (m)

-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

05000 10000 -10000-5000

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

1st pile from sea side

2nd pile from sea side

3rd pile from sea side

4th pile from sea side

0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process
sea side
land side

50

Bending moment,(kNꞏm)-500
0Height, (m)Acc. (gal)

1000

25
0
-25
-50

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(e)ストラットの曲げモーメント分布
図-5.6

実規模解析結果（入力地震動 A，ストラット 165.2mm, t6.0mm）- 43 -

200

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

MAX.= 483.63 gal, MIN.= -425.26 gal

Disp. (m)

500
0

-500
0

100
time, (s)200

MAX=2.954m, RES.=1.933m

4.0
3.0
2.0
1.0
0
-1.0
0

100
time, (s)(a)上部工の水平加速度時刻歴(b)上部工の水平変位時刻歴

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

1st pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

05000 10000 -10000-5000

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

1st pile from sea side

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

4th pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process400
Bending moment,(kNꞏm)

Acc. (gal)1000

sea side

land side

200
0

-200
-400

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(e)ストラットの曲げモーメント分布
図-5.7

実規模解析結果（入力地震動 A，ストラット 406.4mm, t7.9mm）- 44 -

200

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

MAX.= 463.98 gal, MIN.= -408.56 gal

Disp. (m)

500
0

-500
0

100
time, (s)200

MAX=2.812m, RES.=1.818m

4.0
3.0
2.0
1.0
0
-1.0
0

100
time, (s)(a)上部工の水平加速度時刻歴(b)上部工の水平変位時刻歴

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

1st pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

1st pile from sea side

2nd pile from sea side

3rd pile from sea side

4th pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process
sea side
land side

1200

Bending moment,(kNꞏm)

Acc. (gal)

1000

600
0

-600

-1200

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(e)ストラットの曲げモーメント分布
図-5.8

実規模解析結果（入力地震動 A，ストラット 600.0mm, t12.0mm）- 45 -

200

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

MAX.= 422.77 gal, MIN.= -383.83 gal

Disp. (m)

500
0
100
time, (s)(a)上部工の水平加速度時刻歴200

MAX=2.778m, RES.=1.818m

4.0
3.0
2.0
1.0
0
-1.0
0

100
time, (s)(b)上部工の水平変位時刻歴

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

2nd pile from sea side

1st pile from sea side

3rd pile from sea side

0
-5
-10
Height, (m)

-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

1st pile from sea side

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

4th pile from sea side

0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process

7000
Bending moment,(kNꞏm)-500
0Height, (m)Acc. (gal)1000

sea side

land side

3500
0

-3500
-7000

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(e)ストラットの曲げモーメント分布
図-5.9

実規模解析結果（入力地震動 A，ストラット 1219.2mm, t16.0mm）- 46 -

200

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

Min. bending moment through the whole simulation process
165.2 t6.0,
406.4 t7.9,
600.0 t12.0,
Strut size:
5

1st pile from sea side

1219.2 t16.0,

full plastic moment

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)(a)新設杭の曲げモーメント分布の比較
Min. bending moment through the whole simulation process
165.2 t6.0,
406.4 t7.9,
600.0 t12.0,
Strut size:
5

1st pile from sea side

1219.2 t16.0,

full plastic moment
4th pile from sea side

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000-5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)(b)既設杭の曲げモーメント分布の比較
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process
sea side

land side400
Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

50
25

-25

0

-200
-400

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position
sea side

Installing position
land side

7000
Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

1200
600

sea side

land side

3500

0

-600

-1200

land side

200

0

-50

sea side

0-3500

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile-7000

Installing position

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(c)ストラットの曲げモーメント分布の一覧
図-5.10ストラット諸元による実規模解析結果の比較（入力地震動 A）- 47 -

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

MAX.= 487.20 gal, MIN.= -394.55 gal

Disp. (m)

500
0
20

40

60
80
time, (s)

100

120

MAX=2.898m, RES.=1.802m

4.0
3.0
2.0
1.0
0
-1.0
0

20

(a)上部工の水平加速度時刻歴

40

60
80
time, (s)5

2nd pile from sea side

1st pile from sea side

3rd pile from sea side

0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

1st pile from sea side

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

4th pile from sea side

0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

02500 5000-5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process

Bending moment,(kNꞏm)

50

sea side

land side

25
0
-25
-50

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(e)ストラットの曲げモーメント分布
図-5.11100(b)上部工の水平変位時刻歴

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process

Height, (m)-500
0Height, (m)Acc. (gal)1000

実規模解析結果（入力地震動 B，ストラット 165.2mm, t6.0mm）- 48 -

120

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

MAX.= 490.82 gal, MIN.= -363.77 gal

Disp. (m)

500
0
20

40

60
80
time, (s)

100

120

MAX=2.767m, RES.=1.713m

4.0
3.0
2.0
1.0
0
-1.0
0

20

(a)上部工の水平加速度時刻歴

40

60
80
time, (s)5

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

1st pile from sea side

0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

1st pile from sea side

2nd pile from sea side

3rd pile from sea side

4th pile from sea side

0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process
sea side
land side

Bending moment,(kNꞏm)

400
200

0

-200
-400

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(e)ストラットの曲げモーメント分布
図-5.12100(b)上部工の水平変位時刻歴

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process

Height, (m)-500
0Height, (m)Acc. (gal)1000

実規模解析結果（入力地震動 B，ストラット 406.4mm, t7.9mm）- 49 -

120

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

MAX.= 482.61 gal, MIN.= -353.40 gal

Disp. (m)

500
0
20

40

60
80
time, (s)

100

120

MAX=2.665m, RES.=1.647m

4.0
3.0
2.0
1.0
0
-1.0
0

20

(a)上部工の水平加速度時刻歴

40

60
80
time, (s)5

1st pile from sea side

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000 -10000-5000

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

1st pile from sea side

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

4th pile from sea side

0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process
sea side
land side

Bending moment,(kNꞏm)

1200
600
0

-600

-1200

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(e)ストラットの曲げモーメント分布
図-5.13100(b)上部工の水平変位時刻歴

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process

Height, (m)-500
0Height, (m)Acc. (gal)1000

実規模解析結果（入力地震動 B，ストラット 600.0mm, t12.0mm）- 50 -

120

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

MAX.= 452.07 gal, MIN.= -347.18 gal

Disp. (m)

500
0
20

40

60
80
time, (s)

100

120

MAX=2.623m, RES.=1.632m

4.0
3.0
2.0
1.0
0
-1.0
0

20

(a)上部工の水平加速度時刻歴

40

60
80
time, (s)5

2nd pile from sea side

1st pile from sea side

3rd pile from sea side

0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000-10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

1st pile from sea side

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

4th pile from sea side

0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process
sea side
land side

Bending moment,(kNꞏm)

7000
3500
0

-3500
-7000

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(e)ストラットの曲げモーメント分布
図-5.14100(b)上部工の水平変位時刻歴

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process

Height, (m)-500
0Height, (m)Acc. (gal)1000

実規模解析結果（入力地震動 B，ストラット 1219.2mm, t16.0mm）- 51 -

120

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

Min. bending moment through the whole simulation process
165.2 t6.0,
406.4 t7.9,
600.0 t12.0,
Strut size:
5

1st pile from sea side

1219.2 t16.0,

2nd pile from sea sidefull plastic moment

3rd pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)(a)新設杭の曲げモーメント分布の比較
Min. bending moment through the whole simulation process
165.2 t6.0,
406.4 t7.9,
600.0 t12.0,
Strut size:
5

1st pile from sea side

2nd pile from sea side

1219.2 t16.0,

full plastic moment
4th pile from sea side

3rd pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)(b)既設杭の曲げモーメント分布の比較
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process
sea side

land side

sea side

0

0

-200

-25
ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile-400

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position
sea side

Installing position
land side

sea side

land side

3500

600
0

-600

-1200

7000
Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

1200

land side

200

25

-50

400
Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

50

0

-3500

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position-7000

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(c)ストラットの曲げモーメント分布の一覧
図-5.15ストラット諸元による実規模解析結果の比較（入力地震動 B）- 52 -

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

MAX.= 508.73 gal, MIN.= -436.02 gal

Disp. (m)

500
0

-500
0

50
time, (s)100

MAX=2.019m, RES.=1.264m

3.0
2.0
1.0
0
-1.0
0

50
time, (s)(a)上部工の水平加速度時刻歴(b)上部工の水平変位時刻歴

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

1st pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

5000 10000 -10000-5000

005000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

1st pile from sea side

4th pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process
sea side
land side

50

Bending moment,(kNꞏm)

Acc. (gal)

1000

25
0
-25
-50

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(e)ストラットの曲げモーメント分布
図-5.16

実規模解析結果（入力地震動 C，ストラット 165.2mm, t6.0mm）- 53 -

100

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

MAX.= 496.35 gal, MIN.= -371.71 gal

Disp. (m)

500
0

-500
0

50
time, (s)100

MAX=1.972m, RES.=1.246m

3.0
2.0
1.0
0
-1.0
0

50
time, (s)(a)上部工の水平加速度時刻歴5

1st pile from sea side

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

1st pile from sea side

4th pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

02500 5000-5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000-5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process
sea side
land side

400
200
0

-200
-400

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(e)ストラットの曲げモーメント分布
図-5.17100(b)上部工の水平変位時刻歴

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process

Bending moment,(kNꞏm)

Acc. (gal)1000

実規模解析結果（入力地震動 C，ストラット 406.4mm, t7.9mm）- 54 -

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

MAX.= 467.32 gal, MIN.= -328.52 gal

Disp. (m)

500
0

-500
0

50
time, (s)100

MAX=1.921m, RES.=1.216m

3.0
2.0
1.0
0
-1.0
0

50
time, (s)(a)上部工の水平加速度時刻歴53rd pile from sea side

2nd pile from sea side

1st pile from sea side

0
-5
-10
Height, (m)

-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000 -10000-5000

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

1st pile from sea side

4th pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process
sea side
land side

1200

600
0

-600

-1200

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(e)ストラットの曲げモーメント分布
図-5.18100(b)上部工の水平変位時刻歴

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process

Bending moment,(kNꞏm)

Acc. (gal)1000

実規模解析結果（入力地震動 C，ストラット 600.0mm, t12.0mm）- 55 -

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

MAX.= 466.51 gal, MIN.= -304.31 gal

Disp. (m)Acc. (gal)

1000
500
0

-500
0

50
time, (s)100

MAX=1.885m, RES.=1.199m

3.0
2.0
1.0
0
-1.0
0

50
time, (s)(a)上部工の水平加速度時刻歴(b)上部工の水平変位時刻歴

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

1st pile from sea side

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)(c)新設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process5

1st pile from sea side

3rd pile from sea side

2nd pile from sea side

4th pile from sea side

0
-5

-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(d)既設杭の曲げモーメント分布
Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process

7000
Bending moment,(kNꞏm)Height, (m)-10sea side

land side

3500
0

-3500
-7000

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(e)ストラットの曲げモーメント分布
図-5.19実規模解析結果（入力地震動 C，ストラット 1219.2mm, t16.0mm）- 56 -

100

桟橋式係留施設の既設杭を活用した耐震改良工法に関する研究

Min. bending moment through the whole simulation process
165.2 t6.0,
406.4 t7.9,
600.0 t12.0,
Strut size:51219.2 t16.0,

2nd pile from sea side

1st pile from sea sidefull plastic moment

3rd pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-10000-5000

05000 10000 -10000-5000

05000 10000 -10000-5000

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

05000 10000

Bending moment,(kNꞏm)(a)新設杭の曲げモーメント分布の比較
Min. bending moment through the whole simulation process
165.2 t6.0,
406.4 t7.9,
600.0 t12.0,
Strut size:
5

1st pile from sea side

1219.2 t16.0,

3rd pile from sea side

2nd pile from sea sidefull plastic moment
4th pile from sea side0
-5

Height, (m)

-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
-45

-5000 -2500

02500 5000 -5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000 -5000 -2500

02500 5000-5000 -2500

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

02500 5000

Bending moment,(kNꞏm)(b)既設杭の曲げモーメント分布の比較

Bending moment,(kNꞏm)

400

25

200

0
-25
-50

1200
Bending moment,(kNꞏm)

sea sideext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pilesea side-400

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position

Installing position
land side

7000

600

sea side

land side

3500

0

-600

-1200

0

-200

Bending moment,(kNꞏm)

Bending moment,(kNꞏm)

50

Bending moment at max. displacement of superstructure,
Full plastic moment
Max. bending moment andMin. bending moment through the whole simulation process
sea side
land side
land side

0

-3500

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile-7000

Installing position

ext. pile
ext. pile
ext. pile
ext. pile
new pile
new pile
new pile

Installing position(c)ストラットの曲げモーメント分布の一覧
図-5.20ストラット諸元による実規模解析結果の比較（入力地震動 C）- 57 -

近藤 明彦・小濱 英司・高橋 康弘・吉田秀樹・渡辺健二・国生隼人・天野俊・小山萌弥・永瀬翔平・
藤澤孝夫・岡島伸行・阿部哲志・井上真志・吉原到・佃陸郎・植田智幸・原田典佳・永尾直也・及川森

6. 結論

準・同解説，日本港湾協会，2018.
3) 格点式ストラット工法技術マニュアル：財団法人沿岸開発技術研究センター, 2000.

本研究では，既設杭を活用した桟橋の耐震改良方法として，既設杭間に新たに上部工に接続する杭を新設し，

4) 黒米郁，浅沼丈夫，金田聡：水中格点工法による杭既設杭と新設杭をストラットで接続する工法の耐震改良

式橋脚の耐震補強，平成13年度土木学会関東支部技効果の検討を目的として検討を行った．得られた主な知術研究発表会講演概要集, Vol. 29, pp.934-935, 2001.

見は以下のとおりである．

5) 近藤明彦，小濱英司，遠藤敏雄，髙橋康弘，渡辺健

・第３章の水中振動台による模型振動実験において，L2

二，国生隼人，吉原到，原田典佳：既存構造を活用

地震動に対して耐力を持つ一般的な桟橋構造と比較をした改良桟橋の基礎的変形特性とその改良効果の検行い，桟橋上部工模型の累積残留水平変位量が同程度

討，土木学会論文集B3（海洋開発），Vol. 73, No. 2,であったことから同程度の耐震性を有していることを

I_378-I_383, 2017.

示した．また，加振時にストラットを介して力を既設

6) Iai, S.: Similitude for Shaking Table Tests on Soil-Struc

杭に分担することで，新設杭に発生する最大曲げモー

ture-Fluid Model in 1g Gravitational Field, Report of the

メントを低減する効果が確認された． 加振時のストラPort and Harbor Res. Inst., Vol. 27, No.3, pp.3-24, 1988.

ットの挙動については，ストラットへ作用する力が軸

7) Iai, S., Matsunaga, Y. and Kameoka, T.: Strain Space

力や水平方向の曲げモーメントに加えて，鉛直方向のPlasticity Model for Cyclic Mobility, Report of The Port

曲げモーメント，トルクも作用していることを示した．

and Harbor Research Institute, Vol. 29, No.4, pp.27-56,
1990.

・第４章の有効応力解析による模型振動実験の再現解析
において，ストラットの岸壁法線方向の配置とねじれによる影響を軸剛性と曲げ剛性に換算することで表現できることを示した．ただし，二次元断面の検討であるため，岸壁法線方向端部の既設杭やストラットにおける岸壁法線方向への変形や作用力は考慮できていない点に留意が必要である．
・第５章の有効応力解析による実規模断面を対象とした解析における効果的なストラットの諸元に関する検討
では，三種類の入力地震動に対する一般的な諸元の鋼
管１２種類を対象として検討を行った．ストラットの直径が大きくなるほど上部工との接合部の曲げモーメ
ントは低減されるが，ストラットの接合部で分担される割合が増加するため荷重バランスを考慮して設定する必要があることを示した．
また，本研究では，ストラットに鋼管部材を検討したが，制振効果を持つ部材の適用などの展開によって，より効果的な耐震改良工法とすることが期待されるとともに，これらの知見をもとに既設構造を活用して経済的か
つ合理的に耐震改良を行う一助となれば幸いである．
（2019年11月22日受付）
参考文献
1) 国土交通省港湾局監修：港湾の施設の技術上の基準・同解説，日本港湾協会，2007.
2) 国土交通省港湾局監修：港湾の施設の技術上の基- 58 -

㹇㹑㹑㹌㸯㸱㸲㸴㸫㸵㸶㸲㸮ลฺᆰล২ᘐᄂᆮ৑
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TECHNICAL NOTEOFTHE PORT AND AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
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National Institute of Maritime,
Port and Aviation Technology, Japan