技報第 27 号

2014

漂流した大型船舶と長大橋の衝突に関する数値解析的検討
阪神高速道路(株)技術部技術開発課
八ツ元
阪神高速道路(株)技術部技術開発課
鈴 木
阪神高速道路(株) 大規模修繕・更新技術推進室 加賀山仁
威泰一………………………………………………………………………………
要

旨

近い将来，南海トラフ地震が高い確率で発生することが予想されており，このような大地震に対する減災対策の必要性が高まってきている．東北地方太平洋沖地震による被災経験からわかるように，大規模プレート型地震による被害としては，地震の揺れによる被害だけでなく，地震後に発生する津波による被害に対しても想定しておかなければならない．
本検討では，南海トラフ地震発生後に生じる津波による被害の一つである漂流船舶と橋梁の衝突に関する検討を行った．検討の中では，数値解析による船舶と橋梁の衝突解析を実施するとともに，船舶の衝突が橋梁に与える影響について定量的な評価を行っており，本稿ではその結果について報告する．
キーワード:南海トラフ地震，漂流船舶，阪神高速橋梁，衝突

このような状況を考えると，南海トラフ地震が発はじめに生した後に，これら大型船舶が漂流する可能性やその漂流した大型船舶が阪神高速橋梁に衝突する

近い将来，南海トラフ地震が高い確率で発生す可能性が全く無い，ということは考えられない．

ることが予想されており，このような大地震に対近年においては，津波によって漂流した船舶のする減災対策の必要性が高まってきている．東挙動に関する研究 1),2)や漂流船舶と長大橋の衝突

北地方太平洋沖地震による被災経験からわかるに関する研究 3)など，津波に関する研究が行われように，大規模プレート型地震による被害としててきている．筆者らも，南海トラフ地震後におけは，地震の揺れによる被害だけでなく，地震後にる大阪湾内における大型船舶の漂流挙動に関する発生する津波による被害に対しても想定しておか検討を行っており，操縦不能状態という極めて限なければならない．

定的な状態を前提条件にしてはいるものの，漂流津波による構造物の被害を想定する場合，波力船舶が阪神高速湾岸線の橋梁に衝突する可能性がなどの津波そのものによる外力だけでなく，東ある，という結果を数値解析により求めている 4)．

北地方太平洋沖地震における釜石等での事例のこのように，津波による漂流船舶に関する知見はように，津波により漂流した物体の衝突外力を考蓄積されてはきていると考えられるが，その研究える必要がある．阪神高速橋梁が数多く架橋されの数は多いとは言えず，十分ではない．また，南ている大阪湾には，国内有数の大きな港があり，海トラフ地震に関連するこの種の研究となるとそ

大型の貨物船，旅客船が日々湾内を航行している． の数はさらに少なく，不明な点も数多くあるとい－22－

2-2 解析結果

うのが現状である．
そこで，本検討では，南海トラフ地震による津図-2 に南海トラフ地震発生直後の水位コンタ

波被害に関する知見をさらに蓄積することを目的

ー図を示す．解析の結果，津波の第一波は，地震に，大阪湾岸エリアに実在する阪神高速橋梁と漂発生 1 時間後に紀淡海峡あたりに到達し，地震発流船舶の衝突に関する検討を行った．検討の中で

生 2 時間後には神戸港に到達した．この結果につは，漂流した船舶が阪神高速橋梁と衝突することいては，中央防災会議報告の結果とほぼ同じものを前提として，数値解析による船舶と橋梁の衝突となっている．

解析を実施するとともに，船舶の衝突が橋梁に与

図-3 に後述する船舶－橋梁衝突解析の対象橋える影響について定量的な評価を行っており，本梁である六甲アイランド大橋の架設地点での波稿ではその結果について報告する．

高・流速・流向の時刻歴変化図を示す．図に示す
ように，六甲アイランド大橋の架設地点では地震１．検討の概要

発生後 135 分において波高が TP+3.0m と最大値を示した．また，流速については地震発生後 128 分既往の研究の中でも述べられているように，船において 1.4m/s と最大流速を示した．最大波高

舶の漂流挙動は津波そのものの挙動に大きく左右時，最大流速時における流向きはともに 268°と，

1),2)，本検討ではまず初めに，南ほぼ真西に向かって流れた．なお，本解析では地海トラフ地震発生後に生じる津波の挙動を津波伝震発生後における神戸港東エリアでの地盤沈下量播解析により求めた．次に，津波伝播解析によりも求めており，その結果は 0.6m となった．この得られた津波の速度，波高および流向を用いるこため，対象橋梁の架設地点における最大波高は最されることからとで船舶－橋梁の衝突解析を実施し，漂流船舶が阪神高速橋梁に与える影響について検証を行った．

領域 F

領域 A：7290m メッシュ

２ ．津波伝播解析

領域 A

領域 B

2-1 解析の概要

領域 C

領域 D

津波伝播解析については，平成 23 年東北地方
太平洋沖地震による津波の対策のための津波浸水

領域 E

シミュレーションの手引き 5)に従い数値解析を行

対象橋梁
領域 Gった．本検討では，「第 15 回南海トラフの巨大地6)震モデル検討会」 にて報告（以下，中央防災会10m メッシュ議報告と呼ぶ）された震源断層モデルを用いることとした．解析領域の設定は解析対象領域である

図-1 解析対象（7 段階メッシュ構成）

大阪湾を中心として，図-1 に示すような最小計15m

算格子幅は 10m と設定した多層メッシュ構成（710m段階）とした．津波伝播解析については，
Manshinha and Smylie の方法 7)による海底地盤5m変動を考慮して，2 次元浅水モデルを用いた非線形長波理論により行った．なお，本検討では安全0m側の評価を行うため，大阪湾での塑望平均満潮位

図-2 南海トラフ地震発生後の水位コンター図（TP＋0.85m）を考慮した計算を行った．

(地震発生 1 時間後)

－23－津波高さ
T.P.(m)

流速(m/s)

4.0
3.0
2.0
1.0
0.0
-1.0
2.0

Max3.0m (135min)

南北

1.0

-1.0

Max1.4m/s (128min)

-2.0
360

流向θ(°)

東西

0.0

268° (135min)270
180
9000120240(min)360

図-3 六甲アイランド大橋架設地点における波高・波速・流向の時刻歴変化
約 220m

大波高である TP+3.0m に地盤沈下量 0.6m を加えることで TP+3.6m とした．

３ ．船舶－橋梁衝突解析
3-1 解析概要
船舶－橋梁衝突解析では，船舶が衝突する可能(a) 橋梁一般図

性の高い橋梁を解析対象として選定し，その対象5.5m橋梁の近傍に存在する最大級規模の船舶が衝突することを想定した.なお，本検討では，漂流時の船舶は操縦不能状態に陥っており，津波により完12.8m全に流されている状態と仮定した．また，船舶の対象橋梁への衝突については，２．で求めた津波

リブ補強
8.6mの最大波高と対象橋脚の上部構造の位置関係から，上部構造に対して船舶の衝突は起こらないと判断

充填補強
コンクリート4.5mした．そのため，後述する船舶－橋梁衝突解析では，下部構造である橋脚に船舶が衝突するものと(b) 下部構造図した．

図-4 六甲アイランド大橋の構造概要
3-2 対象橋梁の選定
大阪湾内で大型船舶が頻繁に出入りする港は，3-3 衝突する船舶の設定
六甲アイランド大橋の周辺海域での船舶の航行，神戸港および大阪港の 2 港が挙げられるが，本検討では神戸港に着目し，神戸港周辺から対象橋梁停泊等の船舶動態については，AIS（船舶自動識を選定した．選定の結果，神戸港の東側に位置す別装置）データを分析することで整理を行った．

る橋長約 220m のニールセンアーチ橋である六甲

図-5に神戸港周辺部に存在した船舶の大きさの割アイランド大橋を対象橋梁として選定した．図-4

合について示す．このエリアでは，船長が100m～に六甲アイランド大橋の構造概要を示す．

200mのものが約半数を占めており，300mを超えるような超大型の船舶は約4%存在している．一方，－24－

300m～
4%

全長0m～50m
4%

200m～300m
19%

海面上高さ

50m～100m
22%

喫水深*2010/7/1～2010/7/31

150m～200m
21%

船舶深さ

全長（m）
載荷重量トン数（t）
満載排水トン数（t）
幅（m）
船舶深さ(m)
喫水深（m）
海面上高さ（m）

100m～150m30%

図-5 船舶の大きさの割合

294
60,00080,640
35.9
23.5
13.4
10.1

図-7 衝突船舶の構造諸元

対象橋梁ド:SeanFEM）を実施した．解析モデルを図-8 に示す．本検討では，船舶との衝突により大きな変形が生じると予想される橋脚部については，ファイバーモデルを用いることで非線形挙動を評価した．橋脚のモデル化においては，コンクリート充填部と未充填部のモデル化を変えることで，コン(a) 船長 200～300mクリートによる充填の効果を考慮した．なお，本(b) 船長 300m 超

解析ではファイバーモデルによる解析を行ってい図-6 船舶の航行軌跡るため，局部座屈現象の評価は行えない．このた

図-6には船長クラス毎の航行軌跡図を示す．このめ，衝突部位など変形が大きくなる箇所での変形図より，船長が300mを超える船舶は対象橋梁近傍挙動を完全に再現することは難しいものと考えてを航行していないことがわかる．これは，300mをいる．その他の部材のモデル化では，上部構造に超える船舶が水深などの影響から対象橋梁周辺部

線形はりモデル，支承部に線形ばねモデル，基礎の航路を使用していないためだと考えられる．こ部に S-R モデルを用いた．また，減衰については，れらの結果を総合的に判断して，対象橋梁近傍に衝突時における粘性減衰の設定法が確立されてい存在する最大級規模の船舶は船長300mクラスであないため，履歴減衰のみの考慮とした．船舶の衝るとした．

突外力は後述する 3-5 で求めた外力波形を，船舶次に，本解析で想定する衝突船舶の構造諸元をとの衝突位置となる橋脚の TP+13.7m の位置に与図-7 に示す．これら船舶の構造諸元については， えた．船舶と橋脚の衝突位置は船舶の船首部分の港湾の施設の技術上の基準・同解説 8)に記載され舳先と想定し，２．で求めた最大波高 TP+3.6m にる構造諸元の中で，船長 300m に最も近い 294m の船舶の海面上高さ 10.1m を加えることで衝突位置コンテナ船の値を用いることとした．後述する船を TP+13.7m とした．なお，TP+13.7m の位置は橋

舶－橋梁衝突解析で用いる船舶質量は，満載排水脚基部から 11.3m の高さにあたる．

トン数（80,640 トン）とした．
3-5 衝突力の算出
3-4 解析モデルの詳細

船舶の衝突力については，文献3)で用いられて船舶衝突後の橋梁全体系の時刻歴応答を算出すいる手法と同様に，船舶は橋梁に衝突した後に完るために，動的弾塑性有限変位解析（解析コー

全に停止すると仮定し，その時に失った運動量が－25－

上部工：線形部材

＜ 梁P1

断 面＞

船舶衝突荷重

P2

橋脚：ファイバー断面

橋脚のモデル化（ファイバーモデル）< 柱部（未充填部）>< 梁部 >< 柱部（充填部）>

基礎－地盤：S-R バネ

図-8 対象橋梁の解析モデル
外力 P

正規分布に従った時刻歴の力波形に変換すると考P+ΔPえた．その時の外力波形を時間tの関数として表すと式(1)のようになる．
( t   )2mv
2F (t )  e 22  

変形量 δ 算出(1)

プッシュオーバー解析

衝突時間 T 算出

衝突時間 T 算出

ここで，F(t)は外力波形，mは船舶の質量，vは等加速度直線運動を仮定

２．津波伝播解析で求めた衝突時における船舶速力積と運動量の関係

度，σは標準偏差，tは時刻，μは平均値(T:衝突時間の半分)とする．なお，外力波形F(t)が正規T1＝T2分布に従うことを仮定しているため，衝突時間TNoは6σに等しいとした．この外力F(t)は，衝突時Yes間Tに大きく依存することから，図-9に示すフロ終了ーに従い衝突時間Tを求めることとした．
まず初めに，外力Pを与えた場合の水平変位δ

図-9 衝突時間算出フローを求める．δの算出では，船舶の衝突後では橋梁と船舶がともに変形すると仮定し，図-10に示す

Ks 

プッシュオーバー解析を行った．プッシュオーバー解析では，橋梁は3-4で述べた橋梁全体系のモデルを，船舶は船首部の変形を考慮したばねモデルを用いることで，船舶と橋梁が連鎖的に変形す

Pcr

 sf

Ks  00     Pcr
0.25Ds     sfssa

sf

(2a)

(2b)る挙動を求めた．船舶の剛性にあたるバネ値は，

ここで，Ks は船舶剛性，Pcr は船首強度，D は船清宮らの研究9)で提案されているバイリニア型のの深さ，δsf 船首部傾斜部の長さ， δsa は船首式(2)を用いて算出した．

部の許容変位量とする．衝突時の変形量は，船舶と橋梁の変形量の合計値を用いた．

－26－

最後に，上記検討で求めた衝突時間 T を式(1)次に，衝突時の変形は等加速度直線運動を行うと仮定し，式(3)により衝突時間Tを求めた．

T2v0に代入することで，図-12 に示す外力波形 F(t)を求めた．なお，この外力波形は，衝突開始時およ(3)び衝突終了時に 1 秒間ずつゼロ値を付けることでここで，δは上述のプッシュオーバー解析で求波形の全体時間を 5 秒間としている．

めた水平変位， v0は衝突時の初速度とする．なお，初速度v0は２．で求めた対象橋梁地点におけ

3-6 衝突解析結果る最大速度1.4m/sとした．

動的弾塑性有限変位解析による衝突解析結果と一方，衝突時間Tは力積と運動量の関係からもして，図-13に主要部における変位の時刻歴応答求めることができるため，式(4)により衝突時間Tを，図-14に衝突橋脚にあたるP1橋脚における高を算出した．

さ方向の最大ひずみ分布を示す．

P  T  mv0

時刻歴の応答変位が示すように，いずれの箇所(4)においても船舶の衝突方向である橋軸直角方向のここで，Pは外力，mは船舶の質量とする．

応答が大きく，船舶が衝突するP1橋脚の天端部で式(3)，式(4)それぞれで求めた衝突時間Tが一の最大変位は0.27m（2.6秒）となった．衝突が起致した場合，衝突現象を適切に評価できているもこらないP2橋脚の天端部での応答変位は最大でのと考え，繰返し計算（収束計算）を行った．図0.07m（9.0秒）とP1橋脚に比べて小さな値となっ-11に示すような収束計算の結果，衝突時間は3秒た．上部構造の最上部にあたるアーチ頂部におけδ=2.1m）となった．

る応答変位は橋梁全体の中で最も値が大きく，最大で0.41m（2.9秒）となった．

橋梁全体系モデル

橋脚の高さ方向における最大ひずみ分布に示す

船舶モデル（ばねモデル）

ように，橋脚基部において最大となり約 8300μ（=3.7εy）の引張ひずみ，約 4000μ（=1.8εy）
Pの圧縮ひずみが発生し塑性化が生じた．船舶の衝突位置にあたる基部から高さ 11.3m の位置での発Pcr

生ひずみは，弾性範囲内となり塑性化が生じなか

ZX sa sfった．塑性化が生じる橋脚基部については，コンクリート充填による補強が行われていること，圧プッシュオーバー

縮側でのひずみが 1.8εy という比較的小さな塑性ひずみレベルであること，から考えると損傷の

図-10 プッシュオーバー解析の概要
643.00s [ 2.06m]

3収束点

力積と運動量の関係から算出

21

水平荷重 (× 1000kN)

120等加速度直線運動から算出

5衝突時間 (s)YFmax=88,131kN [2.50s]

100806040
2000024680

10

12

3
衝突時間 (s)水平変位 (m)図-11 水平変位と衝突時間の関係

図-12 外力波形－27－456②③① P1 橋脚衝突部② P1 橋脚天端中央部①③ 上部構造頂上部

P1X④ P2 橋脚天端中央部

Y④P2Displacement(m)0.50.0t (s)X max= -0.027m[2.74sec]
Y max= 0.266m[2.59sec]

1.0
Displacement(m)

X max= -0.019m[2.86sec]
Y max= 0.227m[2.58sec]

1.00.50.0t (s)-0.5-0.502468010(a) P1 橋脚衝突部（点①）68100.5
0.0t (s)X max= 0.001m[8.06sec]
Y max= 0.068m[9.02sec]

1.0
Displacement(m)

Displacement(m)4(b) P1 橋脚天端中央部（点②）

X max= -0.033m[6.12sec]
Y max= 0.409m[2.92sec]

1.020.5
0.0t (s)-0.5-0.502468010(c) 上部構造頂上部（点③）246810(d) P2 橋脚天端中央部（点④）

図-13 主要部における変位の時刻歴応答図
25ことが予想されるが，3-4 で述べたように本検討

圧縮側

では局部座屈を再現できる解析手法を用いていな
いために，衝突箇所において大きなひずみが生じ

20

橋脚高さ(m)

引張側-εyεyなかったと考えられる．

15

おわりに
衝突高さ11.3m

10

本検討では，南海トラフ地震発生後に生じる津波により最大級規模の大きさの船舶が漂流するとともに，その漂流船舶が神戸港東エリアに位置す5る六甲アイランド大橋に衝突することを想定した，船舶と橋梁の衝突解析を行った．津波伝播解析に
0-10-505
ひずみ(×1000μ)より六甲アイランド大橋に衝突する船舶の衝突速10度と衝突位置を求めた後に，船舶－橋梁衝突解析

図-14 高さ方向の最大ひずみ分布図を行うことで船舶の衝突が六甲アイランド大橋に（P1 橋脚）与える影響について検証した．これら解析による検討の結果，船舶が衝突する橋脚の基部において程度はそれ程大きくなく，破壊状態に至るような大きな損傷が生じるが，破壊状態に至るような甚損傷が生じないことがわかった．船舶と橋脚の衝大な損傷は生じないことが明らかとなった．

突箇所については，接触部にて大ひずみが生じる－28－

本検討における衝突解析では，衝突力の設定をある仮定の基で行ったが，衝突力の評価が解析結る漂流船舶の挙動解析～大 阪湾沿岸部橋梁への適用果に与える影響が大きいことを考えると，衝突力事例～，日本船舶海洋工学会講演会論文集第15号，の評価方法の確立や妥当性の検証は重要である．

pp.103-104，2012.

このため，これらの点については今後の課題とし

5) 平成23年東北地方太平洋沖地震による津波の対策のたい．

ための津波浸水シミュレーションの手引き，国土交
通省水管理・国土保全局海岸室，国土交通省国土技

参考文献

術政策総合研究所河川研究部海岸研究室

1) 橋本貴之，越村俊一，小林英一：津波による大型船舶

6) 中央防災会議，内閣府防災情報，南海トラフの巨大地の漂流挙動解析-インドネシア・バンダアチェにおける事例-, 土木学会論文集B2（海岸工学）， Vol.B2-65，

震モデル検討会（第二次報告），2012年8月29日
7) Mansinha, L. and Smylie, D. E.: The Displacement

No.1， 2005， pp.316-320.

Fields2) 小林英一，越村俊一，久保雅義：津波による船舶の漂Inclined

Faults,Bulletinof

theSeismological Society of America,Vol.61, No.5,

流に関する基礎研究, 関西造船協会論文集, Vol.243，
2005， pp.49-56.

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8) （社）日本港湾協会：港湾の施設の技術上の基準・同

3) 馬越一也，葛漢彬，野中哲也，原田隆典，村上啓介：
津波襲来時における大型漂流物の長大橋衝突シミュレーション，土木学会論文集B3（海洋開発），Vol.68，

解説，2007.
9) 清宮理，宮城敏明，石川雅美，門倉博之：船舶と橋梁の杭式 緩衝工との衝突解 析 ， 土 木学会論文集 ，No.540/ VI-31，49-57，1996.6.

No.2，I_222-I_227，2012.
4) 谷口祐樹，小林英一，小林寛，越村俊一：津波によ

NUMERICAL STUDY ON THE EFFECTS OF COLLISION OF A DRIFTING LARGE SHIP
ON A LONG-SPAN BRIDGE DUE TO LARGE TSUNAMIS
Hitoshi YATSUMOTO, Takeshi SUZUKI and Taiichi KAGAYAMA
It is predicted that a massive earthquake will occur in the Nankai Trough in the near future. Effects ofsuch an oceanic earthquake include both damage from ground motions and that from tsunamis
accompanying the earthquake. The authors studied impact of possible collision of large ships drifting intsunamis from the Nankai Trough earthquake against long-span bridges of the Hanshin Expressway
located along the coast of Osaka Bay. Numerical analysis was made to analyze the impact, and theeffects of ship collision on the bridges were evaluated quantitatively. The results showed that the effectsof the impact force would be adequately small for the long-span bridges of the Hanshin Expressway.

八ツ元 仁鈴木 威

阪神高速道路株式会社
技術部 技術開発課

阪神高速道路株式会社
技術部 技術開発課

Hitoshi YatsumotoTakeshi Suzuki－29－

加賀山 泰一阪神高速道路株式会社
技術部
大規模修繕･更新技術推進室
Taiichi Kagayama