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平成 30 年 9 月 10 日
日本原子力発電㈱鋼製防護壁の設計方針について

目 次
1.

基本方針

1

2.

鋼製防護壁の設計方針

23

2.2 南北基礎天端の相対変位を考慮した地震波選定のスクリーニング方法

43.

2.1 解析手法

4.

鋼製防護壁の設計方法

6

3.1 基礎構造の設計方法

6

3.2 上部構造の設計方法

93.3 接合部の設計

12

鋼製防護壁の耐津波設計方法

13134.2 上部構造の設計方法

174.3 接合部の設計方法

195.

4.1 基礎構造の設計方法

３次元組合せ係数法の保守性の確認

20

5.1 ケース１

23

5.2 ケース 2

25

6.

３次元組合せ係数法及び３次元時刻歴照査法の適用

27

7.

使用材料

28

8.

許容限界

29

8.1 耐震設計における許容限界

298.2 耐津波設計における許容限界30（参考 1）鋼製防護壁上部構造への SBHS500 材の採用について（参考 2）鋼製防護壁上部構造における地震時の許容限界について

1.

基本方針
鋼製防護壁上部構造は，約 50m の支間長を有する構造物であり，地震時の慣性力や津波波圧に対する上下流方向の水平回転モーメント（トルク）への対応のため，３次元解析モデルを用いた設計を行う。
鋼製防護壁上部構造の地震時の検討では，２次元有効応力解析によって求められる基礎構造天端の変位時刻歴を，上部構造をモデル化した３次元動的フレームモデルに入力して動的解析を実施し，各部材の断面力を算出して照査を行う。
敷地に存在しない豊浦標準砂の液状化強度特性により地盤を強制的に液状化させることを仮定することに加え，南北の基礎の堤軸直交断面方向には，それぞれの基礎に対して独立した２次元
有効応力解析モデルで解析して得られた変位時刻歴をそれぞれ入力することにより，上部構造に対してもかなりの保守性を見込んだ設計を行う。
基準地震動Ｓｓの内，断層波などの水平２方向で方向性のある地震波を用いる場合は，３次元

時刻歴最大照査値に基づき設計する。一方，基準地震動Ｓｓの内，基礎天端の変位時刻歴を求める２次元有効応力解析において，水平２方向について方向性のない基準地震動（Ｓ ｓ -Ｄ１，
Ｓ ｓ-３１)を同時に３次元動的フレーム解析モデルに入力する場合は，自然の水平２方向地震動のような水平２方向からの入力地震動に対する位相差が考慮されない。このため，３次元組合せ
係数法を手法の保守性を確認の上で適用する。
以上のことより，鋼製防護壁上部構造の設計においては，次の方針とする。
・水平２方向について方向性がないＳｓ−Ｄ１とＳｓ−３１を用いる場合は，３次元時刻歴照
査法との比較により保守性を確認の上で，３次元組合せ係数法を用いる。
・水平２方向について方向性がある地震波を用いる場合は，組み合わせ係数法を用いず，３次
元時刻歴照査法を用いる。
なお，本資料では，鋼製防護壁の設計方針と組合せ係数法の適用対象を示すとともに，３次元組合せ係数法（組合せ係数 1.0 : 0.4 : 0.4）の保守性を検証した結果等を示す。

12.

許容限界値の設定

地中連続壁基礎の設計
１次元地盤応答解析
上部工と下部工の結合部
断面力

地中連続壁基礎の仕様設定(津波時)・地盤バネ1 : 初期せん断剛性からバネ定数設定＋ピ−ク強度(平均)から反力上限値設定
・地盤バネ2 ： 静弾性係数からバネ定数設定＋残留強度(-1σ)から反力上限値設定(余震＋津波時)・地盤バネ3 ： Sｄ波による1次元有効応力解析から地表面応答
加速度が最大となる地盤物性によりバネ定数及び反力上限値を 設定
・地盤バネ4 ： Sｄ波による1次元有効応力解析から地表面応答
変位が最大となる地盤物性によりバネ定数及び反力上限値を 設定
・地盤バネ5 : S ｄ波による1次元有効応力解析からせん断ひず
みが最大を 示す地盤物性によりバネ定数及び反力上限値を 設定

耐震設計（地震時）
・２次元有効応力解析

耐津波設計（津波時，余震+津波時）
・３次元静的フレーム 解析（応答変位法）（地震時）
結合部の仕様設定（津波時，
余震+津波時）
加速度（設計震度）
地盤変位
地盤バネ

NG

【許容限界値以下の確認】
・部材健全性（曲げ，せん断）・極限支持力NG

地中連続壁基礎と鋼製防護壁の結合部の設計【許容限界値以下の確認】
引抜き，曲げ，引張り，せん断

2OK

止水ジョ イント部の設計
OK

鋼製防護壁の材質変更のみの変更か

変位量

鋼製防護壁の設計

NGOK

鋼製防護壁の仕様設定
基礎天端
変位時刻歴

耐震設計（地震時）
・３次元動的フレーム 解析

加速度（設計震度）
水平震度による応答値

止水ジョ イント部の仕様設定

３次元静的フレーム 解析

性能試験（水平トルクの影響）

耐津波設計（津波時，余震+津波時）
・応力算定

NG

変位量の設定【許容限界値以下の確認】
曲げ，せん断NG【許容限界値以下の確認】・引張り，せん断，引抜き(鋼製アンカー)
・曲げ，引張り，せん断(鋼製防護部材)
OK
END

OK

： 解析データの受渡しフローを 示す

図−1 全体設計フロー

鋼製防護壁の設計方針

要求機能の設定

鋼製防護壁の全体設計フローを図−1 に示す。

START

2.1 解析手法
鋼製防護壁の設計方法の内容を表−1 示す。
表−1 鋼製防護壁の設計方法
対象荷重
地震時

評価対象

目 的

水平２方向地震力の影響に対する評価手法

設計断面力の
算定手法

解析
プログラム

２次元動的
有効応力解析

FLIP

・組合せ係数法（1.0, 0.4, 0.4）

３次元動的フレーム解析

TDAP

３次元静的フレーム解析Engineer sStudio

下部工

・地中連続壁基礎の動的挙動評価

・３次元時刻歴照査により水平２（地中連続壁基礎）・地層の不陸を反映

方向の影響を確認（水平２方向それぞれの時刻歴照査による設計）

津波時

余震＋津波時

上部構造・接合部

・鋼製防護壁モデルの精緻化
・鋼製防護壁の動的挙動評価

下部工（地中連続壁基礎）

・津波荷重による水平トルクを受ける
地中連続壁基礎の３次元挙動評価−

上部構造・接合部

・鋼製防護壁モデルの精緻化
・津波荷重による水平トルクを受ける
鋼製防護壁の３次元挙動評価−

下部工（地中連続壁基礎）

・津波荷重による水平トルクを受ける
地中連続壁基礎の３次元挙動評価・組合せ係数法（1.0, 0.4, 0.4）

上部構造・接合部

・鋼製防護壁モデルの精緻化
・津波荷重による水平トルクを受ける
鋼製防護壁の３次元挙動評価・組合せ係数法（1.0, 0.4, 0.4）

3

2.2 南北基礎天端の相対変位を考慮した地震波選定のスクリーニング方法
鋼製防護壁上部工の地震応答解析は，入力地震動としての南北基礎天端の時刻歴応答から，南北基礎天端の相対変位が最大となるケースを抽出する。検討ケース（基本ケース）①の中から選定した地震動について，敷地に存在しない豊浦標準砂の液状化強度特性により地盤を強制的に液状化させることを仮定した解析ケース④において，着目する相対変位成分が基本ケース①を上回ることから，解析ケース④にて応力照査を実施する。評価フロー及び抽出結果を図−2 に示す。次に選定結果を示す。
・堤軸断面方向（強軸断面方向，①−①断面）については，水平方向の基礎天端変位，南北基礎の
相対変位の絶対値が最大となり，地震動の継続時間も比較的長いＳｓ−Ｄ１〔Ｈ＋，Ｖ＋〕を選定する。
・堤軸直交断面方向（弱軸断面方向， ②−②断面，③−③断面）については，南北基礎の相対
水平変位の絶対値が最大となり，地震動の継続時間も比較的長いＳｓ−Ｄ１〔Ｈ−，Ｖ＋〕を選定する。
・提軸直交断面方向への水平回転成分を考慮するための静的解析に用いる水平震度は，上記で選定した地震動における南北基礎の最大値より算定する。

4

開始

２次元有効応力解析
・①−①断面（堤軸断面方向）
・②−②，③−③断面（堤軸直交断面方向）①−①断面（強軸断面方向）
南北基礎天端の相対変位の抽出②−②，③−③断面（弱軸断面方向）
南北基礎天端の相対変位の抽出

南北基礎天端の水平相対変位による検討対象地震動の選定

南北基礎天端の水平・鉛直相対変位による検討対象地震動の選定

鋼製防護壁上部構造の
動的解析

終了

①−①断面における南北基礎天端の相対変位の抽出結果②−②，③−③断面における南北基礎天端の相対変位の抽出結果

図−2 評価フロー及び抽出結果

5

3.

鋼製防護壁の設計方法

3.1 基礎構造の設計方法
基礎構造の設計フローを図−3 に示す。
地層の不陸を反映した地震時の地中連続壁基礎の挙動を動的に評価及び地盤の有効応力の変化に応じた地震時挙動を考慮するため，地盤−構造物の連成系モデルに対して，２次元動的有効応力解析法を適用することを目的とする。
２次元有効応解析結果を地中連続壁基礎の応力照査，基礎の支持性能の評価及び上部構造の３次元動的フレーム解析に入力する基礎天端の変位時刻歴に用いる。
地中連続壁基礎及び鋼製防護壁は線形梁要素，地盤はマルチスプリング要素でモデル化する。地中連続壁基礎は，縦梁（構造弾性梁），横梁（仮想剛梁）で構成し，側面にジョイント
要素配置のために仮想柔梁を配置する。鋼製防護壁は構造弾性梁として配置する。解析モデル
を図−4 に示す。

6

START

仕様設定

解析モデル作成

２次元動的有効応力解析

応答値の抽出【照査】・曲げ，せん断
・支持力

NG

OK

基礎天端
変位時刻歴

上部構造の
動的解析へ

２方向それぞれの２方向それぞれの時刻歴照査
時刻歴照査

上部構造の設計へ

解析手法

２次元動的有効応力解析

プログラム

FLIP

対象荷重

地震時

目

・地中連続壁基礎の動的挙動評価
・地層の不陸を反映

的

データ利用

・地中連続壁基礎，基礎地盤の照査
・基礎天端の変位時刻歴（上部工の動的解析に入力）
・鋼製防護壁の最大水平加速度（上部工の静的解析に入力）

照査方法

２方向それぞれの時刻歴照査

図−3 基礎構造の設計フロー7

図−4 ２次元有効応力解析モデル8

3.2 上部構造の設計方法
上部構造の設計フローを図−5 に示す。
鋼製防護壁の上部構造の設計は，主桁，横桁部材ごとの要素で精緻にモデル化した鋼製防護壁の地震時による挙動を動的に評価ことすることを目的する。３次元動的フレーム解析結果を
部材応力照査に用いる。
２次元有効応力解析から算出される変位時刻歴を次のとおり，３次元動的フレーム解析モデ
ルに入力する。３次元動的フレーム解析モデル及び入力方法を図−6 に示す。
・地中連続壁基礎の２次元有効応力解析から算出される基礎天端中心における並進３成分及び回転２成分の変位時刻歴を強制変位として入力して３次元動的フレーム解析を実施する。
・①堤軸断面方向，②堤軸直交断面方向及び③鉛直方向の解析結果それぞれの最大応答値を組合せ係数法により重ね合わせて応力照査を実施する。
・２次元有効応力解析では水平回転成分の算出ができないため，水平震度による静的解析に
より応答値を算出し，３次元動的フレーム解析の結果と重ね合わせることにより，水平回転の影響を考慮する。
・静的解析で与える水平震度は，南北両断面の最大応答加速度から算定される水平震度を一律で与える。
また，３方向独立加振による最大断面力に対する組合せ係数法（1.0, 0.4, 0.4）（0.4,
1.0, 0.4）を用いる。鉛直相対変位（約 12mm）は水平相対変位（約 360mm）に比べて微小であることから，鉛直成分 1.0 の組合せケースは省略する。

9

START
基礎構造の動的解析へ（上部構造の仕様変更）

解析モデル作成

基礎構造の動的解析より３次元動的フレーム解析
基礎天端
変位時刻歴
３次元静的
フレーム解析

応答値の抽出
３方向独立加振による最大断面力に対する組合せ係数法
（1.0, 0.4, 0.4）

NG

水平震度による応答値（水平トルクの影響）【照査】・曲げ，せん断，合成

接合部の地震時断面力OK接合部の照査モデルへ

接合部の設計へ

解析手法

３次元動的フレーム解析

プログラム

TDAP

対象荷重

地震時

目

・鋼製防護壁モデルの精緻化

的・鋼製防護壁の動的挙動評価
データ利用

・鋼製防護壁の照査

照査方法

３方向独立加振による最大断面力に対する組合せ係数法
図−5 上部構造の設計フロー10

図−6 ３次元動的フレーム解析モデル及び入力方法

11

3.3 接合部の設計
接合部の設計フローを図−7 に示す。
アンカーボルトは， ２軸複鉄筋断面の鉄筋コンクリート断面として設計する。上部構造の３次元動的フレーム解析結果から軸力の最大・最小ならびに堤軸・堤軸断面直交方向の各曲げモーメントが最大となる断面力の組合せを抽出後，最大の引張応力が生じる断面力組合せを設
計断面力として照査を行なう。断面力の組合せには組合せ係数法（1.0, 0.4, 0.4）を適用する。
アンカーボルトは鉛直軸力と堤軸・堤軸断面直交方向の曲げモーメントに対して抵抗するものとし，せん断力と水平回転モーメントについては，基礎と一体の中詰め鉄筋コンクリートで負担する。中詰め鉄筋コンクリートと鋼殻との一体化に必要なジベル筋量を算出する。

START
上部構造の
動的解析より照査モデル作成

アンカーボルトの
配置検討

応答値の抽出

NG【アンカーボルトの照査】
・引張，圧縮

補強鉄筋の
配置検討

OK

NG

【コンクリートの照査】
・圧縮，付着・コーンせん断，水平せん断・鋼殻との一体化（スタッド）
接合部の荷重分担
OKEND

図−7 接合部の設計フロー12

4. 鋼製防護壁の耐津波設計方法
4.1 基礎構造の設計方法
基礎構造の設計フローを図−8 に示す。
基礎構造の解析は，津波荷重による水平トルクならびに３方向の余震の影響を受ける地中連
続壁基礎及び鋼製防護壁の三次元的な挙動を評価することを目的とする。
３次元静的フレーム解析結果を地中連続壁基礎の応力照査に用いる。
上部構造・下部構造を一体でモデル化する。地中連続壁基礎は縦梁（構造弾性梁）とその周囲の仮想剛梁で構成し，仮想剛梁に地盤バネを設定する。鋼製防護壁は，外面・隔壁部材を構造弾性梁でモデル化する。余震による地盤の剛性低下を考慮するため，１次元地盤応答解析結果を用いて地盤バネを算定する。３次元静的フレーム解析モデルを図−9 に，断面力の組合せを図−10 に示す。

13

３方向独立加振による最大断面力に対する組合せ係数法
（1.0,0.4,0.4）

３方向独立加振による最大断面力に対する組合せ係数法
（1.0,0.4,0.4）

解析手法

３次元静的フレーム解析

プログラム

Engineer s Studio

対象荷重

余震＋津波時目・鋼製防護壁モデルの精緻化
・津波荷重による水平トルクならびに
３方向の余震の影響を受ける地中
連続壁基礎の３次元挙動評価

的

データ利用

・地中連続壁基礎の照査
・鋼製防護壁の照査

照査方法

３方向独立載荷による最大断面力に対する組合せ係数法
図−8 基礎構造の設計フロー14

図−9 ３次元静的フレーム解析モデル15図−10 ３次元静的フレーム解析モデル

16

4.2 上部構造の設計方法
上部構造の設計フローを図−11 に示す。
上部構造の解析は，津波荷重による水平トルクならびに３方向の余震の影響を受ける地中連
続壁基礎及び鋼製防護壁の三次元的な挙動を評価することを目的とする。
３次元静的フレーム解析結果を鋼製防護壁の応力照査に用いる。
解析モデルは下部構造で用いた３次元静的フレーム解析モデルを用いる。断面力の組合せを
図−12 に示す。

鉛直軸回りねじりモーメント（水平トルク）START
上下部構造の静的解析より

基礎構造の動的解析へ（上部構造の
仕様変更）

津波荷重

津波荷重

応答値の抽出
３方向独立加振による最大断面力に対する組合せ係数法
（1.0, 0.4, 0.4）

・基礎構造・上部構造の一体解析モデルで算出された断面力を用いて鋼製防護壁部材の照査を実施する。

A南基礎（非線形解析 象）
アンカーを引き抜く
転倒モーメント
波圧の作用方向

A北基礎
A南基礎に対するトルク

A南基礎のXY面
A南基礎のYZ面

NG
接合部の
津波時・津波＋余震時
断面力
接合部の照査モデルへ・津波荷重により地中連続壁基礎及び鋼製防護壁に作用する鉛直軸回りモーメント（水平トルク）を評価するため３次元解析を実施する。

【照査】
・曲げ，せん断，合成OK

接合部の設計へ

図−11 ３次元静的フレーム解析モデル17図−12 断面力の組合せ

18

4.3 接合部の設計方法
接合部の設計フローを図−13 に示す。
アンカーボルトは鉛直軸力と堤軸・堤軸断面直交方向の曲げモーメントに対して抵抗するものとし，せん断力と水平回転モーメントについては，基礎と一体の中詰め鉄筋コンクリートで負担する。中詰め鉄筋コンクリートと鋼殻との一体化に必要なジベル筋量を算出する。

START
上下部構造の静的解析より照査モデル作成

アンカーボルトの
配置検討

応答値の抽出

NG【アンカーボルトの照査】
・引張，圧縮

補強鉄筋の
配置検討

OK

NG

【コンクリートの照査】
・圧縮，付着・コーンせん断，水平せん断・鋼殻との一体化（スタッド）
接合部の荷重分担
OK
END

図−13 接合部の設計フロー

19

5.

３次元組合せ係数法の保守性の確認
方向性のないＳｓ−Ｄ１とＳｓ−３１については，３次元時刻歴最大照査値法との比較により保守性を示した上で，3 次元組合せ係数法を用いる。
本検討では，鋼製防護壁の設計方針と組合せ係数法の適用対象を示すとともに，組合せ係数法（組合せ係数＝0.4）の保守性を検証した結果を示す。
検討方法を次に示す。検討フローを図−14 に示す。手法①，手法②の考え方を図−15 に示す【ケース１】
・２次元有効応力解析による応答値により設計する鉄筋コンクリート防潮堤の地中連続壁基礎を対象に，最大断面力に対して組合せ係数法を適用した照査値と，同時刻の発生断面力を用いた時刻歴照査による照査値との比較を行い，組合せ係数法の保守性を検証する。
【ケース２】
・３次元動的フレーム解析による応答値により設計する鋼製防護壁上部構造を対象に，最大断面力に対して組合せ係数法を適用した照査値と，同時刻の発生断面力を用いた時刻歴照
査による照査値との比較を行い，組合せ係数法の保守性を検証する。

＊南北基礎の相対変位が最大となるケースとして，鋼製防護壁上部構造の動的解析で入力する変位時刻歴は『Ｓｓ−Ｄ１』
による時刻歴応答であることから，Ｓｓ−Ｄ１を検証対象とする。

20

開始

２次元有効応力解析
・①−①断面（堤軸方向）
・②−②断面（堤軸直交方向）【ケース１】２次元有効応力解析による妥当性の確認ア）手法①
組合せ係数法による２軸曲げ照査（組合せ係数照査値Ｃ１）＊１・堤軸方向断面 ：【Ｓｓ−Ｄ１ 】入力＊１・堤軸直交断面方向：【Ｓｓ−Ｄ１ 】入力イ）手法②
全時刻における時刻歴２軸曲げ照査（時刻歴照査値Ｔ１）＊１・堤軸方向断面 ：【Ｓｓ−Ｄ１ 】入力＊１・堤軸直交断面方向：【Ｓｓ−Ｄ１ 】入力

妥当性の確認照査値Ｃ１ ≧ 照査値Ｔ１

下部構造（鉄筋コンクリート防潮壁の地中連続壁）を対象に確認【ケース２】３次元動的フレーム解析による保守性の確認＊２a) 手法①（組合せ係数法の照査値Ｃ２）＊１・堤軸断面方向 ：【Ｓｓ−Ｄ１ 】入力＊１・堤軸直交断面方向：【Ｓｓ−Ｄ１ 】入力b) 手法②（同時刻の照査値Ｔ２）＊１・堤軸断面方向 ：【Ｓｓ−Ｄ１ 】入力＊１・堤軸直交断面方向：【Ｓｓ−Ｄ１ 】入力

保守性の確認
照査値Ｃ２ ≧ 照査値Ｔ２

上部構造（鋼製防護壁の上部構造）を対象に確認

終了
注記 ＊1：Ｓｓ−Ｄ１ ：基準地震動
Ｓｓ−Ｄ１ ：水平二方向検討用地震動＊2：鋼製防護壁上部構造の耐震・耐津波設計における設計手法

図−14 ３次元組合せ係数法の保守性の確認の検討フロー

21

検討手法① （組合せ係数法）
・現在適用し ている 応答変位法。
・直交する ２断面の水平・鉛直同時加振によ る ２次元有効応力解析結果から 得ら れる ３方向の時刻歴応答を独立に入力し ，組合せ係数（1.0, 0.4, 0.4）によ り組み合わせた断面力に対し て照査する 。
照査断面力＝堤軸直交方向断面：水平加振によ る 最大断面力｛F1｝×1.0＋堤軸直交方向断面：鉛直加振によ る 最大断面力｛F2｝×0.4＋堤軸方向断面：水平加振によ る 最大断面力｛F3｝×0.4

｛F1｝

｛F2｝

｛F3｝

｛F2｝×0.4｛F1｝×1.0

図−15 手法①及び手法②の考え方

22｛F3｝×0.4

5.1 ケース１
コンクリート，鉄筋ともに応力度が高くなる鉄筋コンクリート防潮堤の地中連続壁基礎を対象とする。
軸直交断面方向にＳｓ−Ｄ１，軸方向にＳｓ−Ｄ１

を入力して実施した２次元有効応力解

析の結果を組合せて時刻歴２軸曲げ照査（イ）を行ない，同位相の入力地震動を用いた組合せ係数法による照査値（ア）と比較する。ケース 1 の考え方を図−16 に示し，曲げ軸力照査の考え方を図−17 に示す。
検討の結果，照査値が小さい領域では，時刻歴最大照査値（手法②）が組合せ係数法（1.0，
0.4，0.4：手法①）による照査値を上回る箇所もあるが，部材を決定づける最大照査値付近では組合せ係数法による照査値が時刻歴最大照査値を上回っており，組合せ係数法（1.0，0.4，
0.4：手法①）を用いることの妥当性を確認した。検討結果を図−18 に示す。

図−16 ケース 1 の考え方

23

曲げ軸力照査方法 （ケース１）

時刻歴照査値が最大となる時刻（鉄筋の引張応力度，43.00秒）

検討ケース④豊浦標準砂S①断面曲げM1①−①断面の曲げモーメントs-D1+H+V
400000着目点A①断面曲げモーメント(kN/m2)

5449 TP-1.2m

着目点A5455 TP-7.0m

着目点B5473 TP-34.0m

着目点C5489 TP-58.6m

着目点D

着目点B

300000

着目点C
200000

着目点D

1000000-100000-200000-300000-400000
0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00120.00140.00時刻(s)②−②断面の曲げモーメント
検討ケース④豊浦標準砂S②断面曲げM2
s-D1+H+V
400000ア）最大断面力の組合せ（組合せ係数法1.0, 0.4, 0.4）による２軸曲げ照査（手法②）σs＝M1 max (1.0)/Z1 ＋M2 max（0.4）/Z2 ＋N1 max (0.4)/A1
照査値Ｃ１＝σs / σa

着目点A

②断面曲げモーメント（kN/m2 ）300000

着目点B
着目点C

200000

着目点D

1000000-100000

イ）時刻歴２軸曲げ照査（手法③）（σt） max＝｛(M1t/Z1t＋M2t/Z2t＋N 1t/A1t) ｝ max
照査値Ｔ１＝（σt） max / σa-200000-300000-400000
0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00120.00140.00

添字（1，2）
Ｍ
Ｎ
Ｚ
Ａ
σs
σa

時刻(s)

検討ケース④豊浦標準砂S①−①断面の軸力
s-D1+H+V

着目点A①断面軸力N 1

着目点B

10000

着目点C
着目点D

0

①断面軸力(kN）-10000-20000：断面方向を表す：曲げモーメント（N・mm）：軸力（N）：断面係数（mm3 ）：断面積（mm2 ）：曲げ軸応力（N/mm2 ）：短期許容応力度（N/mm2 ）-30000-40000-50000-60000
0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00120.00140.00◆：各着目点における断面力の絶対値最大時刻(s）断面力時刻歴図−17 曲げ軸力照査の考え方
コンクリートの圧縮応力度に対する照査値

鉄筋の引張応力度に対する照査値
1.0

1.0
着目点A
着目点B
着目点C
着目点D
時刻歴/組合せ係数法＝1.0

手法②（時刻歴照査値）

0.8
0.7

着目点A
着目点B
着目点C
着目点D
時刻歴/組合せ係数法＝1.0

0.9
0.8
手法②（時刻歴照査値）

0.9

0.6
0.5
0.4
0.3

0.7

大半（99.9％）の照査
値において手法①（組合せ係数法）が保守側となっている。

0.6
0.5
0.4
0.3

0.2

0.2

0.1

0.1
0.0

0.0
0.0

0.1

0.2

0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8
手法①（組合せ係数法照査値）

大 半（ 97.7 ％） の照 査値 にお いて 手法① （組 合せ係 数法 ）が保 守側とな ってい る。

0.9

1.0

時刻歴照査の方が上回るものの，照査値
は小さい。

0.0

0.1

0.2

0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8
手法①（組合せ係数法照査値）

照査値が大きい範囲
では，組合せ係数法の方が概ね保守的。

0.9

1.0

5449 TP-1.2m

着目点A5455 TP-7.0m

着目点B5473 TP-34.0m

着目点C5489 TP-58.6m

着目点D※④敷地に存在しない豊浦標準砂の液状化強度特性により地盤を強制的に液状化させることを仮定 Ｓｓ−Ｄ１，＋Ｈ，＋Ｖ

図−18 ケース１の検討結果

24

5.2 ケース 2
３次元動的フレーム解析によって設計を行う鋼製防護壁の上部構造を対象とする。軸直交断面方向にＳｓ−Ｄ１，軸方向にＳｓ−Ｄ１

を入力して実施した２次元有効応力解析の結果を組合せて３方向同時加振によって得られる断面力に対する時刻歴照査（b）を行ない，同位相の入力地震動を用いた組合せ係数法による照査値（a）と比較する。ケース 2 の考え方を図−19 に示す。
検討の結果，２手法による最大照査値は，手法①＞手法②の関係にあり，上部構造についても組合せ係数法の保守性を確認した。検討結果を図−20 に示す。

図−19 ケース 2 の考え方

25

直応力照査値最大箇所
手法①
手法②
1.00

0.93
0.82
0.72

0.80

0.51

0.60
0.37

0.40

0.30

0.20
0.00
直応力σ

せん断応力τ

合成応力κ

せん断応力照査値最大箇所
手法①
手法②
1.00

0.83

0.81

0.80

0.68
0.57

0.60
0.40
0.20

0.34
0.18

0.00
直応力σ

せん断応力τ

合成応力κ

最大照査値比較

図−20 ケース 2 の検討結果

26

6.

３次元組合せ係数法及び３次元時刻歴照査法の適用設計に用いる許容限界と照査方法を表−2 に示す。
表−2 設計に用いる許容限界と照査方法
耐震設計

耐津波設計

地震時
許容限界
（割増し係数）

基準津波時，基準津波時＋余震時
照査方法

許容限界
（割増し係数）

組合せ係数

鋼材：1.5組合せ係数法
1.0，0.4，0.4（余震時）

鉄筋：1.5組合せ係数法
1.0，0.4，0.4（余震時）

組合せ係数法
（1.0, 0.4, 0.4）
上部構造

鋼材：1.7

コンクリート：1.5
接合部

鉄筋：1.5
鋼材：1.5
コンクリート：1.5

下部構造
鉄筋：1.5＊2方向検討用地震動を用いた３次元時刻歴照査法
により安全裕度を確認
組合せ係数法
コンクリート：1.5（1.0, 0.4, 0.4）
※二方向検討用地震動を用いた３次元時刻歴照査法
鋼材：1.5により安全裕度を確認
２次元
コンクリート：1.5
時刻歴照査法※３次元時刻歴照査により
水平２方向の影響を確認（水平２方向それぞれの
時刻歴照査による設計）

鉄筋：1.527

T.P.+24m津波時，T.P.+24m津波時＋余震時
許容限界
組合せ係数
（割増し係数）
組合せ係数法
1.0，0.4，0.4
鋼材：1.7※二方向検討用地震動を用いた３次元時刻歴照査法
により安全裕度を確認
組合せ係数法
コンクリート：2.0
1.0，0.4，0.4
鉄筋：1.65※二方向検討用地震動を用いた３次元時刻歴照査法
により安全裕度を確認
組合せ係数法
コンクリート：2.0
1.0，0.4，0.4
鋼材：1.7

組合せ係数法
1.0，0.4，0.4(余震時）

鉄筋：1.65※組合せ係数法（1.0,1.0,1.0）
でも許容限界以内であるこ
とを確認

7.

使用材料
鋼製防護壁に用いる使用材料を表−3 に示す。
表−3 鋼製防護壁に用いる使用材料
構造区分
上部構造

接合部構造

部材名

材料区分

諸元

鋼 材

SS400，SM400，SM490，SM490Y，
SM570,SBHS500

鋼製防護壁
頂版鉄筋コンクリート
中詰め鉄筋コンクリート

コンクリート

設計基準強度 50 N/mm2

頂版鉄筋コンクリート
中詰め鉄筋コンクリート

鉄 筋

SD345，SD390，SD490

アンカーボルト

鋼 材

SM520B相当

中実鉄筋コンクリート
地中連続壁基礎

コンクリート

設計基準強度 40 N/mm2

中実鉄筋コンクリート
地中連続壁基礎

鉄 筋

SD345，SD390，SD490

基礎構造

28

8.

許容限界

8.1 耐震設計における許容限界
耐震設計における許容限界を表−4 に示す。
表−4 震設計における許容限界

構造区分

上部構造

材料区分

鋼 材

許容限界の
適用基準

割増し係数

1.7

・「道路橋示方書（Ⅰ共通編・Ⅱ鋼橋編・Ⅳ下部構造編）・
同解説（（社）日本道路協会，平成14年3月）」
・「道路橋示方書（Ⅱ鋼橋・鋼部材編）・同解説（（社）日本道路協会，平成29年11月）」（なお，地震時の荷重状態が「コンクリート標準示方書[構造性能照査編]（（社）土木学会，2002年制定）」に示される「極めてまれな荷重」と考えられるため，「T.P.+24m津波時」及び「余震＋T.P.+24 m津波時」と同等の許容限界の割増し係数1.7を用いる。詳細については，（参考2）を参照）

接合部構造

コンクリート

1.5

鉄 筋

1.5

鋼 材

1.5

コンクリート

1.5

鉄 筋

1.5

基礎構造

・「コンクリート標準示方書[構造性能照査編]（（社）土木学
会，2002年制定）」
・「道路橋示方書（Ⅰ共通編・Ⅳ下部構造編）・同解説（（社）日本道路協会，平成24年3月）」
・「カルバート工指針（平成21年度版）（（社）日本道路協会，
平成22年3月）」
・「鋼構造物設計基準（Ⅱ鋼製橋脚編，名古屋高速道路
公社，平成15年10月）」
・「コンクリート標準示方書[構造性能照査編]（（社）土木学
会，2002年制定）」
・「道路橋示方書（Ⅰ共通編・Ⅳ下部構造編）・同解説（（社）日本道路協会，平成24年3月）」

29

8.2 耐津波設計における許容限界
耐津波設計における許容限界を表−5 に示す。
表−5(1) 震設計における許容限界（基準津波時及び余震時＋基準津波時）

構造区分

上部構造

接合部構造

許容限界の
割増し係数

適用基準

鋼 材

1.5

・「道路橋示方書（Ⅰ共通編・Ⅱ鋼橋編・Ⅳ下部構造編）・同解説（（社）日本道路協会，平成14年3月）」
・「道路橋示方書（Ⅱ鋼橋・鋼部材編）・同解説（（社）日本道路協会，平成29年11月）」

コンクリート

1.5

鉄 筋

1.5

鋼 材

1.5

コンクリート

1.5

鉄 筋

1.5

材料区分

・「コンクリート標準示方書[構造性能照査編]（（社）土木学会，2002年制定）」
・「道路橋示方書（Ⅰ共通編・Ⅳ下部構造編）・同解説（（社）日本道路協会，平成24年3月）」
・「カルバート工指針（平成21年度版）（（社）日本道路協会，平成22年3月）」
・「鋼構造物設計基準（Ⅱ鋼製橋脚編，名古屋高速道
路公社，平成15年10月）」
・「コンクリート標準示方書[構造性能照査編]（（社）土木学会，2002年制定）」
・「道路橋示方書（Ⅰ共通編・Ⅳ下部構造編）・同解説（（社）日本道路協会，平成24年3月）」

基礎構造表−5(2) 震設計における許容限界（T.P.＋24 m 津波時及び余震＋T.P.＋24m 津波時）

構造区分

上部構造

接合部構造

許容限界の
割増し係数

適用基準

鋼 材

1.7

・「道路橋示方書（Ⅰ共通編・Ⅱ鋼橋編・Ⅳ下部構造編）・
同解説（（社）日本道路協会，平成14年3月）」
・「道路橋示方書（Ⅱ鋼橋・鋼部材編）・同解説（（社）日本道路協会，平成29年11月）」

コンクリート

2.0

鉄 筋

1.65

鋼 材

1.7

コンクリート

2.0

鉄 筋

1.65

材料区分

基礎構造

・「コンクリート標準示方書[構造性能照査編]（（社）土木学
会，2002年制定）」
・「道路橋示方書（Ⅰ共通編・Ⅳ下部構造編）・同解説（（社）日本道路協会，平成24年3月）」
・「カルバート工指針（平成21年度版）（（社）日本道路協会，
平成22年3月）」
・「鋼構造物設計基準（Ⅱ鋼製橋脚編，名古屋高速道路公社，平成15年10月）」
・「コンクリート標準示方書[構造性能照査編]（（社）土木学
会，2002年制定）」
・「道路橋示方書（Ⅰ共通編・Ⅳ下部構造編）・同解説（（社）日本道路協会，平成24年3月）」30

（参考 1）
鋼製防護壁上部構造への SBHS500 材の採用について
1.

SBHS500 材の適用について
鋼製防護壁の設計において，南北基礎の変位差を考慮した地震力や地盤沈下を反映した津波波圧といった鋼製防護壁上部構造に対する設計外力の増加に伴い，基礎に伝達する荷重も増加し，鋼製防護壁拡幅部の応力が比較的大きくなり，部材厚が厚くなる。
これに対応するため，近年開発と適用が進んできている高性能鋼材 SBHS 材を適用すること
で，鋼厚を抑えることができ現場溶接の回避による品質及び施工性の向上が期待できる。また，SBHS 材は，SBHS500，SBHS700 の２水準の規格で構成されており，従来鋼と比較して大幅な強度増加が図られている。
鋼製防護壁上部構造の鋼材厚比較を図−1 に示す。図−1 に示すとおり比較的応力が大きな箇所で SM570 材の場合に鋼材厚が 95 mm となり，継手部の接合に現場溶接が必要となる。その箇所において SBHS500 材を用いることにより部材厚を 60 mm に抑えることができ，継手部を添接版で接合できる。
したがって，比較的応力が大きな箇所については，鋼材厚を抑え，施工性の向上及び品質確保並びに安全余裕の確保に寄与することができる，SBHS500 材を用いることとする。
また，SBHS500 材は表−1 に示すとおり採用実績がある。
表−1

SBHS500 材の主な採用実績

名称

構造

形式

1

臨海中央橋

橋梁

箱桁

東京都

2

東京ゲートブリッジ

橋梁

トラス橋

関東地方整備局

3

永田橋

橋梁

トラス橋

東京都

4

印旛捷水路橋

橋梁

箱桁

千葉県

5

まこご橋

橋梁

箱桁

東京都

6

太田川大橋

橋梁

アーチ橋

広島市

7

高槻ジャンクション橋

橋梁

鋼製橋脚

西日本高速道路（株）

8

朝明川橋

橋梁

アーチ橋

中日本高速道路（株）

9

築地大橋

橋梁

アーチ橋

東京都

10

沼田原橋

橋梁

ラーメン箱桁十津川村(参考) 1

発注者

A
C
B
D

図−1 鋼製防護壁上部構造の鋼材厚比較(参考) 2

（参考 2）

鋼製防護壁上部構造における地震時の許容限界について
鋼製防護壁上部構造の地震時の検討では，２次元有効応力解析によって得られる基礎天端の変位時刻歴を３次元動的フレームモデルに入力して動的解析を実施し，各部材の断面力を算出して照査を行なう。
鋼製防護壁上部構造の耐震設計は，敷地に存在しない豊浦標準砂の液状化強度特性により地盤を強制的に液状化させることを仮定することに加え，南北の基礎の堤軸直交方向には，それぞれの基礎の独立した２次元有効応力解析モデルで基準地震動Ｓｓにより解析して得られた変位時刻歴を３次元動的解析モデルへ動的強制変位として入力することから，極めて低い発生頻度の厳しい荷重を作用させる設計であると考えられる。
３次元動的フレームモデルの入力概念図を図−1 に，鋼材の降伏応力度と許容応力度の関係を図−2 に示す。
鋼製防護壁上部構造の地震時と余震＋T.P.＋24 m 津波時における断面力の比較及び発生
応力の比較を行った。
断面力の比較を表−1 及び図−3 に，発生応力の比較を表−2 に示す。
荷重分布状態が地震時と余震＋T.P.＋24 m 津波時で異なるため，最大断面力が発生する箇所も異なるが，地震時の各加振方向の断面力を重ね合せた断面力により算定した発生応力
は余震＋T.P.＋24 m 津波時の発生応力と概ね同等以上となる。
以上のことから，鋼製防護壁上部構造の耐震設計では，T.P.＋24 m 津波時，余震＋T.P.
＋24 m 津波時と同様に，「コンクリート標準示方書［構造性能照査編］（（社）土木学
会，2002 年制定）」に示される極めてまれな荷重に対する許容限界を用いる。

(参考) 3

表−1 鋼製防護壁上部構造の断面力の比較
地盤ケース

敷地に存在しない
豊浦標準砂の液状化強度特性により地盤を強制的に液状化させることを仮定したケース

地震時

余震＋（水平２方向*2）

T.P.＋24 m 津波時

接合部（水平２方向*2）

軸力*1（kN）-117873-62056

面外せん断力（kN）

46107

176235

面内せん断力（kN）

85218

35522

ねじりモーメント（kN・m）

1770277693951

面外曲げモーメント（kN・m）

4946001836719

面内曲げモーメント（kN・m）

1601209

159859項目＊1 軸力は引張：＋＊2 組合せ係数 軸方向：0.4＋軸直断面交方向：1.0(参考) 4

表−2 鋼製防護壁上部構造の発生応力の比較

応力成分

直応力度σ
（N/mm2）
せん断応力度τ（N/mm2）
合成応力度 k（-）

地震時

余震＋T.P.＋24 m 津波時

発生値

発生値

479

428

206

253

1.18

1.18
2

2

＊合成応力度 k＝（σ/σa） ＋（τ/τa）

図−1 ３次元動的フレームモデルの入力概念図(参考) 5

図−2 鋼材の降伏応力度と許容応力度の関係(参考) 6

（軸直交方向加振時，主応力最大時刻）（余震＋T.P.＋24 m 津波時，敷地に存在しない豊浦標準砂の液状化強度特性により地盤を強制的に液状化させることを仮定したケース（せん断ひずみ最大時））

図−3（1） 鋼製防護壁上部構造の断面力分布の比較（1/6，軸力）(参考) 7

（軸直交方向加振時，主応力最大時刻）（余震＋T.P.＋24 m 津波時，敷地に存在しない豊浦標準砂の液状化強度特性により地盤を強制的に液状化させることを仮定したケース（せん断ひずみ最大時））

図−3（2） 鋼製防護壁上部構造の断面力分布の比較（2/6，面外せん断力）(参考) 8

（軸直交方向加振時，主応力最大時刻）（余震＋T.P.＋24 m 津波時，敷地に存在しない豊浦標準砂の液状化強度特性により地盤を強制的に液状化させることを仮定したケース（せん断ひずみ最大時））

図−3（3） 鋼製防護壁上部構造の断面力分布の比較（3/6，面内せん断力）(参考) 9（軸直交方向加振時，主応力最大時刻）（余震＋T.P.＋24 m 津波時，敷地に存在しない豊浦標準砂の液状化強度特性により地盤を強制的に液状化させることを仮定したケース（せん断ひずみ最大時））

図−3（4） 鋼製防護壁上部構造の断面力分布の比較（4/6，ねじりモーメント）(参考) 10（軸直交方向加振時，主応力最大時刻）（余震＋T.P.＋24 m 津波時，敷地に存在しない豊浦標準砂の液状化強度特性により地盤を強制的に液状化させることを仮定したケース（せん断ひずみ最大時））

図−3（5） 鋼製防護壁上部構造の断面力分布の比較（5/6，面外曲げモーメント）(参考) 11

（軸直交方向加振時，主応力最大時刻）（余震＋T.P.＋24 m 津波時，敷地に存在しない豊浦標準砂の液状化強度特性により地盤を強制的に液状化させることを仮定したケース（せん断ひずみ最大時））

図−3（6） 鋼製防護壁上部構造の断面力分布の比較（6/6，面内曲げモーメント）(参考) 12