ＩＳＳＮ１３４６－７８４０

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

No.1275

September 2013

海溝型長継続時間地震動に対する砂質地盤上の防波堤沈下挙動に関する模型実験
大矢
小濱
野津
菅野

独立行政法人陽介
英司
厚高弘

港湾空港技術研究所

Independent Administrative Institution,

Port and Airport Research Institute, Japan

目

要

次

旨 ···························································································································································

3

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

4

2. 防波堤の被災事例と被災予測事例 ·········································································································

42.1

兵庫県南部地震の被災事例 ·············································································································

42.2

鳥取県西部地震の被災事例 ·············································································································

5

2.3

被災予測事例 ·····································································································································

5

3. 実験条件の設定 ·········································································································································

8

3.1

入力地震動 ·········································································································································

8

3.2

模型製作 ·············································································································································

9

3.3

模型の振動特性 ·································································································································

9

4. 実験結果 ····················································································································································· 12
4.1

時刻歴応答 ········································································································································· 124.2

過剰間隙水圧比分布 ························································································································· 12

4.3

残留変形 ············································································································································· 15

4.4

地震動の強さと沈下量の関係 ········································································································· 16

5. まとめ ························································································································································· 17
6. あとがき ····················································································································································· 17
参考文献 ··························································································································································· 17-1-

A Model Test about Subsidence of Breakwaters on Sandy Ground under Ocean
Trench Type Long Period Earthquake

Yousuke OHYA*
Eiji KOHAMA**
Atsushi NOZU***
Takahiro SUGANO****

Synopsis
If a replaced sand layer by which clay was replaced in order to improve a breakwater foundationliquefies during an earthquake, a breakwater should subside and may be unable to secure required
height to protect the hinterland from Tsunami. As compared with the 1995 Hyogoken-nanbu
Earthquake with such subsidence damage, scenario earthquakes in recent years has longcontinuation time, and there are many scenario earthquakes which have a larger power spectrum
intensity (PSI) used for the index of earthquake motion scale.
In this research, shake table tests of the large model in 1g gravitational field using twoearthquake motions were conducted in order to understand deformations of the breakwaters andinfluences of characteristics of earthquake motions. One motion is the vertical array acceleration
record obtained at Port Island in Kobe city during the 1995 Hyogoken-nanbu earthquake. The othermotion is a scenario motion assumed for the earthquake along the Nankai Trough, whose
continuation time is long but maximum acceleration is not so large.
In the experimental result, the breakwater subsided with the rise of excess pore water pressure in
the replaced sand layer and the subsidence velocity was accelerated once liquefaction took place ina part of replaced sand layer. Although value of excess pore pressure ratio causing the breakwatersubsidence was the same in the experiments with the two earthquake motions, process of excess
pore water pressure generation and subsidence rate were affected by waveform characteristics ofthe earthquake motions. There was significant correlation between the PSI and the amount ofsubsidence; the larger PSI an input earthquake motion had, the larger subsidence was.
Key Words: breakwater, shake table test, liquefaction, power spectrum intensity
Nankai Trough* Researcher of Earthquake and Structural Dynamics Group, Earthquake Disaster Prevention Engineering Division** Head of Earthquake and Structural Dynamics Group, Earthquake Disaster Prevention Engineering Division*** Head of Engineering Seismology Group, Earthquake Disaster Prevention Engineering Division**** Director for Special Research
3-1-1 Nagase, Yokosuka, 239-0826 Japan
Phone：+81-46-844-5058
Fax：+81-46-844-0839
e-mail:ooya-y@pari.go.jp-2-

海溝型長継続時間地震動に対する砂質地盤上の防波堤沈下挙動に関する模型実験
大矢

陽介*・小濱英司**・野津要

厚***・菅野高弘****

旨

防波堤基礎の置換砂層が地震時に液状化すると防波堤は沈下し，後続の津波に対して必要な天端高を確保できない可能性がある．このような沈下被害があった兵庫県南部地震と比較して，近年のシナリオ地震動は継続時間が長く，地震規模の指標に使われる PSI 値が大きいものが少なくない．
本研究では，長継続時間地震動に対する混成式防波堤の沈下量を予測する目的で，兵庫県南部地震の鉛直アレー記録と南海トラフの地震を想定した地震動の 2 つの地震動を用いた 1g 場大型模型振動実験を実施し，沈下挙動について比較した．
模型振動実験の結果，防波堤は置換砂層の過剰間隙水圧上昇とともに沈下し，置換砂層の一部で液状化に至ると沈下速度は加速した．このような沈下が発生する過剰間隙水圧の上昇程度は地震動によらず同じであったが，過剰間隙水圧が上昇する過程や沈下速度は，地震動の波形の特徴が現れ
た．長継続地震動の場合，過剰間隙水圧は繰返しせん断とともに徐々に上昇し，沈下速度は直下型
地震動と比べて遅いが，継続時間が長いため最終沈下量は大きくなった．また，入力地震動の PSI
値が大きくなると沈下量は大きくなり，PSI 値は加速度よりも沈下量に対する相関が高かった．
キーワード：防波堤，振動実験，液状化，PSI 値，南海トラフ* 地震防災研究領域耐震構造研究チーム 研究官** 地震防災研究領域耐震構造研究チームリーダー*** 地震防災研究領域地震動研究チームリーダー**** 特別研究官〒239-0826 横須賀市長瀬3-1-1 港湾空港技術研究所
電話：046-844-5058 Fax：046-844-0839
e-mail:ooya-y@pari.go.jp-3-

1. まえがきの評価を難しくしている．
本研究では，基礎が砂質地盤となっている混成式防波防波堤の耐津波性能照査にあたっては，防波堤の天端堤を対象に，防波堤の被災事例が無い継続時間が長い海

高と津波高との関係が重要である．平成7年（1995年）兵溝型地震動に対する沈下挙動について，模型実験より確庫県南部地震では，神戸港の防波堤が数メートル沈下す

認した．実験では２つの地震動を用いて沈下挙動の比較

る地震被害があり，このように地震時の防波堤の沈下にをした．一つは直下型地震動で防波堤が被災した兵庫県より天端高が計画より低くなれば，後続の津波は防波堤

南部地震の際の記録，もう一つは先の地震動よりも継続を越流するため，堤内地を津波から防御できない可能性

時間が長い南海トラフの地震を想定した海溝型地震動でがある．また，津波は大きく越流するため，マウンドのある．

洗掘等の進行により防波堤自身の安定性が大きく低下す2. 防波堤の被災事例と被災予測事例

る可能性もある．
このように地震動による沈下量を予測することは重要であるが，被害事例が少ないことから，数値解析の予測

2.1

兵庫県南部地震の被災事例

精度の検証の際に，被災事例との比較検証が十分でない兵庫県南部地震の際，被災した神戸港の施設配置図をのが現状である．特に，防波堤の地震被害があった兵庫

図-1，防波堤の被災量等の一覧を表-1に示す．神戸港の県南部地震は，継続時間が数十秒であったのに対して，防波堤の施設総延長は10km以上であり，そのうちの多く

近年の港湾構造物の耐震性能照査で用いられているレベの防波堤が地震時に2m以上沈下した1)．図-2に，神戸港のル２シナリオ地震動は継続時間が長く，防波堤が被災し代表的な被災した防波堤の断面図を示す．同図には置換た経験が無い地震動であることから，防波堤の被災予測

砂層の層厚と括弧内に最大沈下量を示した．本体の形式

新港第4突堤－12ｍ岸壁
新港東岸壁(－10ｍ)西新港北物揚場－3.5ｍ
摩耶－4ｍ物揚場その9

中突－9ｍ岸壁

摩耶第1突堤第1岸壁
摩耶－4ｍ物揚場その5
中央幹線
神戸市役所

摩耶大橋

新港東
湾島トンネル(建設中)

神戸大橋

摩耶埠頭岸壁(－12ｍ)②
新港第1突堤摩耶埠頭岸壁(－12ｍ)-4ｍ物揚場
その3

ＰＣ9

ポート
アイランド

第一南防波堤岸壁(－10ｍ)①

新港東岸壁(－12ｍ)

和田岬

ＲＣ‐2-4ｍ物揚場④

六甲アイランド

ポートアイランド(第２期)
岸壁(－7.5ｍ)
ＰＣ13

ＲＣ‐5

ＲＦ‐3
岸壁(－10ｍ)③岸壁(－10ｍ)④
ＲＣ‐7

緊急コンテナ桟橋

護岸(防波)

図-1

1995 年兵庫県南部地震で被災した神戸港の防波堤配置 1)-4-

岸壁(－12ｍ)

表-1

施設名

施設延長
(m)

第１防波堤
第１南防波堤和田岬防波堤
第２防波堤
第３防波堤（西）第３防波堤（東）
第４防波堤
第５防波堤
第６防波堤
第６南防波堤
第７防波堤

神戸港防波堤の被害（文献 1 を修正）

設計水深
(m)

1,220
300
252
109
128
112
617
1,276
1,052
828
4180

置換砂沈下率
(%)

法線変位量
（最大値）
(cm)

－
8.0
－
28.5
44.6
42.9
30.9
14.4
11.1
10.5
10.3

-6.0
-10.0
-1.8
-4.9
-4.9
-4.9
-9.1
-8.0
-10.0
-12.0
-10.0

30
20
10
50
20
30
62
43
0
43
33

天端沈下量
（最大値）
(cm)
143
160
130
157
270
260
170
210
166
241
252

は異なるが，神戸港の防波堤の多くは軟弱地盤対策とし地区東防波堤の位置を示す．また，図-4には沈下被害がて実施された床堀・置換工法によって，基礎が良質の砂あった外港中野地区東防波堤の被災状況断面図を示す．

（まさ土）に置き換えられた断面となっている．このよ

東防波堤は南北に470m前後の防波堤で，方塊ブロック

うな基礎が置換砂層となっている防波堤の多くで沈下が部と直立消波ブロック部から成る．地震による最大沈下

発生し，層厚が6m程度の断面においても2m以上沈下した量は，前者は70cm，後者は45cmである5)．両者は法線方2)．

向が異なり，堤体が揺れやすい法線直角方向の地震動の神戸港の防波堤が地震時に沈下した原因は，軟弱地盤

大きさが異なる．また，直立消波ブロック部の基礎のみ対策によって置き換えられた置換砂層における過剰間隙

床堀りした置換砂層となっていることから，神戸港の事

3)

水圧の上昇やせん断変形による軟化と考えられている ．

例のように原因は置換砂層に限定できず，メカニズムは

菅野らは，神戸港防波堤の被災メカニズムの解明を目的

分かっていない．

に，第７防波堤の断面を対象として，模型にはポートア
イランドから採取したまさ土を，入力地震動にはポート

2.3

アイランドの鉛直アレー記録を用いた現地再現実験を行

名古屋港の高潮防波堤を対象に，発生が予測されてい3)った ．また，井合は同じく第７防波堤の断面を対象に，被災予測事例る南海トラフの地震に対する耐津波設計において，先行4)

有効応力解析により被災メカニズムを明らかにした ．こする地震動による沈下予測が有効応力解析により実施さのように神戸港第７防波堤の被災メカニズムの解明を目れた．そのうちに厚さ6.5mの置換砂層を基礎とする知多

的に，観測波形としてポートアイランドの鉛直アレー記

堤（図-5参照）においては，地震時に3.3m沈下する結果

録を用いた模型実験や数値解析の事例はいくつかあるが，が示された6)．これは，兵庫県南部地震の際の神戸港の被異なる地震動を用いた事例は多くない．

災量より大きな沈下量である．ただし，沈下量には地殻変動分が含まれ，置換砂層の下部に位置する地層におい2.2ても沈下が発生していると考えられ，神戸港の被災事例

鳥取県西部地震の被災事例と地盤条件や地震動に違いがあることから単純に比較す

平成12年（2000年）鳥取県西部地震では，震源に比較的近い境港を中心として港湾施設の地震被害が見られた．

ることは難しい．

この地震においても神戸港の事例と同様な防波堤が沈下

このように津波発生が想定される巨大地震の際に，兵する被害があった．図-3に港湾施設の被害が大きかった

庫県南部地震の神戸港の被災事例と同様に，防波堤が数

境港の施設配置と，防波堤の沈下被害があった外港中野

メートル沈下することが数値解析により予測されている．

-5-

第１南防波堤a)b)

第３防波堤（西）

c)
図-2

第７防波堤

神戸港における防波堤の代表的な被災状況断面図（文献 2 に加筆）

-6-

図-3

境港の施設配置と外港中野地区被害防波堤の平面図（文献 5 を修正）

置換砂層無し（0.7m）a)b)
図-4

方塊ブロック部

直立消波ブロック部

境港外港中野地区東防波堤の被災状況断面図（文献 5 に加筆）

-7-

名古屋港知多堤（床堀区間）の断面図 6)
水平加速度 (Gal)図-5

3. 実験条件の設定
3.1

入力地震動

前述のように，直下型地震動である兵庫県南部地震の

900
0.5

Case1 875(Gal), 85(cm/s )

450
0
-450
-900
0

水平加速度 (Gal)

ように継続時間が短く，最大加速度が大きな地震動に対して，防波堤が数m沈下する被災事例がある．一方では，
現在発生が想定されている継続時間が長い海溝型地震動に対して，どの程度防波堤が沈下するかは被災事例がな
く，良く分かっていない．そこで，本研究では兵庫県南

100

200

300

900
0.5

Case2 182(Gal), 144(cm/s )

450
0
-450
-900
0

100

200

300

時間 (s)

部地震の観測波と，これよりも継続時間が長いことに加a)

えて地震規模の指標である速度のPSI値が大きなシナリ
オ地震動を模型実験に用いた．具体的には，兵庫県南部

加速度波形（上段：PI 波，下段：シナリオ波）

1000

地震の際のポートアイランドにおける鉛直アレーサイトの記録7)（以後，PI波とする）と南海トラフの地震（Mw9.0）

Parzen window (band=0.05)
Case1
Case2

800

8)

フーリエ振幅 (Gal·sec)を想定した地震動 （以後，シナリオ波とする）である．
後者は，SPGAモデルを用い南海トラフの地震に対する強震動評価した地震動のうち，地震基盤における速度のPSI値を近似的に計算し，50%非超過となる順位付けになった
地震動8)である．なお，PSI値は速度波形の二乗積分値の平方根として定義される量で，港湾構造物の被害程度と良い相関を示す9)ことから，地震動の強さを表す指標とし

600

400

200

て用いられている8)．
図-6に工学基盤における２つの加速度波形とフーリエ00.1

スペクトルを比較して示す．加速度波形の注釈には，最大加速度とPSI値を示した．PI波と比べてシナリオ波の方

2

3

2

3

4 5 6 71
周波数 (Hz)が最大加速度は小さいが，継続時間が長くPSI値が大きいb)のが特徴である．また，0.8Hz以下の長周期側でフーリエ

4 5 67

フーリエスペクトル

振幅はシナリオ波の方が大きくなっていることから，シCase1：PI 波，Case2：シナリオ波

ナリオ波はPI波よりも防波堤や基礎地盤の動的挙動に与
図-6

-8-

地震動の比較（工学基盤での 2E 波）

10加振を行った．実験ケース名において，Case1の後の番号がステップ番号を表す．2ステップ目以降のケースは，基本ケース（Case1-1およびCase2-1）の後に実施したため，地盤は変形し，密度も変化しており，その変化を測ることができなかったため，実験結果は参考扱いとした．
3.2

模型製作

本研究では，地盤と構造物との地震時相互作用を詳細に把握するため，大型な模型を用いることが可能な1g場において振動実験を行った．実験は水中振動台に設置し
図-7

基盤の種別と地震波た長さ4m，高さ1.5m，奥行き1.5mの鋼製土槽を用いた．

える影響は大きいと考えられる．なお，これらの地震動

図-8に模型寸法と計測センサーの配置図を示す．土槽とは解放基盤での複合波（2E波）である（図-7参照）．

対象断面の置換砂層厚さを考慮して，長さの縮尺比（実物スケール／模型スケール）を20とした．液状化を想定

前述のように，地震時の防波堤沈下被害に関して現地被災調査 ，模型実験 および数値解析 により被災メカニ

した置換砂層の厚さは，実物25mに対して模型は1.25mでズムが解明された事例は，兵庫県南部地震の際に最大2.6ある．相似則は，Iaiにより提案された1g場における相似m沈下した神戸港第７防波堤しかない．そのため，模型実

則12)を適用した．この相似則は，二相系飽和材料（間隙水験の対象断面は，神戸港第７防波堤と同様に基礎地盤がと土骨格）の力の釣り合い式と連続の式に基づいて導き

置換砂層となっている混成式防波堤の断面とした．

出されたものである．実験で使用した相似則と縮尺比を

2)

3)

4)

表-2に示す．以後，特に断りがない場合は，実験結果等

基礎地盤の模型は層厚25mの置換砂層として，模型底面の物理量は実物スケールに換算した値とする．

（振動台位置）をポートアイランドのG.L.-32m相当と設定した．また，振動台に設定する入力地震動は，PI波ではそ

写真-1に模型の製作状況を示す．置換砂層は飯豊珪砂6の位置における鉛直アレー記録を用いた．図-7に示すよ号（max=1.706，min=1.417g/cm3）を水中落下法によりうに，鉛直アレーの記録は設置位置における入射波Eと反相対密度50%を目標に製作した．水位は各層の目標高さよ射波Fの複合波（E+F波）である．一方，シナリオ波は前り10cm上方になるよう調整し，層厚20cm毎に出来高を計

述のように工学基盤における2E波が求められているので，測 し た ． 密 度 管 理 よ り 求 め た 砂 層 の 相 対 密 度 は 49%

PI波と同じように振動台位置における複合波（E+F波）が（Case1）と51%（Case2）で，おおむね目標通りの密度と必要となる．本研究では，１次元有効応力解析によりなった．捨石マウンドは砕石5号（粒径13～20mm）を気G.L.-32m位置におけるシナリオ波のE+F波を求めた．とこ

中落下法で製作し，表面を均した後にケーソン模型を設ろで，ポートアイランドでは液状化が発生し，波形にも置した．なお，ケーソン模型は厚さ9mmの鉄板で直方体

その影響が現れたことから，対象とするG.L.-32mの地中にの箱型模型を製作し，中詰として飯豊珪砂を投入して締おいても，表層からの反射波の影響が考えられる．その固め，鉄板を設置して重量調整を行った．また，土槽とため，１次元有効応力解析には液状化を考慮できる解析の摩擦を考慮して，ケーソン模型は奥行き方向に3函に分コードFLIP と，本研究で着目したPSI値の算出に必要なけた．ケーソン周りに捨石を投入した後，所定水面まで

ポートアイランドの速度波形の再現性が高い地盤モデル

水道水を注入した．なお，土槽の北側および南側は，ア

11)

を用いた．

クリル板と鋼製枠からなり，模型断面を可視することが先に実施したPI波を用いた実験（Case1）で計測した振

できる．

10)

動台の最大加速度は，設定したG.L.-32mのアレー記録より大きく，PSI値も大きくなった．そのため，PI波とシナリ

3.3

オ波のPSI値の違いが明瞭になるよう，後で実施したシナ

図-9は，加振実験前にパルス波による加振を行い，模リオ波の実験（Case2）では，PSI値がCase1（PI波）の2型底面である振動台とケーソン天端に設置した加速度計倍になるよう加速度振幅を調整した．振動台で計測したの波形について，伝達関数（ケーソン天端／振動台）を

加速度波形は，図-10に他の計測結果と合わせて示した．

求めたものである．本実験では２つの地震動について，

実験は，PI波（Case1-1）およびシナリオ波（Case2-1）

それぞれ模型を製作した．複数の卓越振動数がおおよその加振終了後に引き続き，加速度振幅を変えたステップ

一致していることから，２つの模型が等しい振動特性で-9-模型の振動特性あるといえる．

【平面図】単位：mm
東

西

470

1500

470

ターゲット

470

ケーソン

基礎捨石
(砕石5号)

土槽
425

700

585

425

圧力計
変位計

480

802.5

西

240

ケーソン
水道水

802.5

加速度計
水圧計

200

【断面図】単位：mm
東
水面位置

480

700

585
4000

1250

2000

50

基礎捨石(砕石5号)

置換砂層(珪砂6号)

4000

図-8

模型寸法と計測センサーの配置

表-2相似則と縮尺比

パラメータ

実物／モデル

縮尺比

長さ



20.00

1

1.00

密度
時間



0.75

9.46

応力，水圧



20.00

変位

1.5

89.44

速度

0.75



9.46

1

1.00

加速度

- 10 -

西
北

4.0m
南

1.5m
東

a)

水中落下法による置換砂層製作

b)

捨石マウンド製作とケーソン据え付け

d)

写真-1

加振前の模型（水入れ後）模型の製作状況60
ケーソン天端／振動台
Parzen window (band=0.05)
Case1
Case2
40

増幅比

c)

鋼製土槽設置

20

0
0

10

図-9

20
振動数 (Hz)30

加振前の伝達関数- 11 -

40

4. 実験結果

し液状化に至った．一方，海溝型地震動の特徴である振幅が小さく繰返し回数が多い加速度波形であるCase2-1で

4.1

時刻歴応答

は，段階的に過剰間隙水圧が上昇した．Case2-1では加振図-10にCase1-1（PI波）およびCase2-1（シナリオ波）

開始から50秒まで100Gal以下の加速度波形が続くが，過で計測した各種計測センサーの時刻歴図および対応する

剰間隙水圧はほとんど上昇せず，100Galを超える波形とセンサー位置を示す．同図にはセンサーで計測した加速なった時（１本目），過剰間隙水圧は上昇した．あたかも度や変位に加えて，演算より求めた過剰間隙水圧比，沈100Galが閾値であるように，これより大きな加速度にな

下速度およびPSI値も示した．過剰間隙水圧比は１次元地る時（45，70，120秒）過剰間隙水圧が段階的に上昇し，層を仮定し，層厚と密度から求めた上載荷重で計測した70秒に置換砂層は液状化に至った．

過剰間隙水圧を除した値であり，比較のためケーソン中最大の過剰間隙水圧比の程度はCase1-1とCase2-1で違央直下（P-08）と直下から離れた捨石マウンド法尻直下

いが無く，置換砂層の水圧上昇による剛性の軟化は，両（P-24）の位置で出力した．また，沈下速度はケーソン天

ケースで同程度と思われる．沈下速度は入力加速度が大端の変位センサーで計測した沈下量を時間増分で除し，きいほど速い傾向となり，Case1-1の方が沈下速度は速い．

計測ノイズの影響が無くなるようローパスフィルターにCase2-1はCase1-1よりも沈下速度は遅いが，地震動による通した．さらに，PSI値は振動台上の加速度波形（A-01）

繰返し載荷を受け，沈下する継続時間が長いため，沈下を周波数領域で積分した速度波形より求めた．

量はCase1-1よりも大きくなった．また，Case2-1では，液状化発生（２本目）以降で，沈下速度が速くなった．

時刻歴図には，説明しやすいよう時間軸方向に破線を引いた．早い時間から１本目は，過剰間隙水圧比が上昇

PSI値の波形は，Case1-1では変位の波形と対応したよう

し，ケーソンが沈下し始める時刻である．２本目は，さに見えるが，Case2-1ではPSI値は加振開始直後から時間とらに過剰間隙水圧が上昇し，ケーソンの沈下速度が速く共に上昇し，変位の発生開始より早い時刻から上昇した．

なった時刻である．最後の３本目は，加振が終了して加なお，PSI値については，4.4節で考察する．

速度がほぼ0となった時刻で，過剰間隙水圧が減少し始め
4.2

る時刻である．

過剰間隙水圧比分布

まず，Case1-1とCase2-1で共通する結果を述べる．時刻

図-11に時刻歴図（図-10）の破線で示した時刻におけ歴を示した2つの水圧計は，ケーソン中央直下とケーソン

る置換砂層の過剰間隙水圧比の分布図を示す．なお，同直下から離れたマウンド法尻直下の置換砂層中央に位置

図には分布図作成に用いた水圧計設置位置を示している

する．ケーソン中央直下では過剰間隙水圧比は最大でもが，これは分かりやすいようセンサーを多く配置したケ0.5程度，マウンド法尻直下では1以上となった．すなわち，ーソン中央から西側の離散データを東側に鏡面コピーし，ケーソン直下から離れたところでは液状化が発生し，ケ

その後，補間計算により分布図を作成した．
前述のようにケーソン直下では過剰間隙水圧比は1まーソン直下では発生しなかった．
マウンド法尻直下で過剰間隙水圧比が0.5まで上昇したで上昇せず，ケーソン直下から離れたところで1まで上昇

時（１本目），ケーソンは沈下し始めた．その後，加速度した．このようなケーソン直下で液状化しない現象は，波形の主要動が終わっても，過剰間隙水圧比が高い状態

ケーソン式護岸を対象とした模型実験でも確認され13)，ケ

では，小さな加速度波形が入力されれば沈下量は増加しーソンの上載荷重と地盤の水平方向の拘束条件が理由と続けた．加振終了時（３本目）から過剰間隙水圧は消散考えられる．

し始めたが，ケーソンの沈下量は増加せず小さかった．

Case1-1ではきわめて短い時間で，置換砂層の深いとこ

これはケーソンの沈下が，直下地盤の液状化後の過剰間ろまで過剰間隙水圧比は1まで上昇し，液状化範囲が広が

隙水圧消散による沈下ではなく，地震時のケーソンの振った．一方，Case2-1では，置換砂層の浅層から過剰間隙

動と地盤のせん断変形によって発生したことを示してい水圧は上昇し，時間と共に深層まで広がった．46.8秒におる．

いて，捨石マウンドの法尻直下で過剰間隙水圧比が大き

次にCase1-1とCase2-1を比較すると，加速度波形の特徴

くなっていることから，置換砂層の浅層の水圧上昇は，が各種計測結果に良く現れた．直下型地震動の特徴であ

ケーソンおよび捨石マウンドの慣性力による影響を受ける振幅が大きな加速度波形が数回入力されるCase1-1では，ていると考えられる．

マウンド法尻直下で過剰間隙水圧比は，瞬時に1まで上昇- 12 -

【断面図】
東
水面位置

DV-01

DV-02

加速度計
水圧計

西

変位計

ケーソン
水道水
基礎捨石(砕石5号)

P-08

P-24

置換砂層(珪砂6号)

A-01

a)

出力した計測センサー位置

Average(DV-01,DV-02)

0.6

0.4

沈下速度 (m/s)

沈下速度 (m/s)

0.8

0.4
0.2

0.2
0.1

0.0

0.0
0

20

40

60

0

6

2
40

60

P-24
1.0
0.5
0.0
0

20

40

P-08

0.5
0.0
20

40

1.5

200

300

1.5

100

200

300

100

200

300

100

200

300

200

300

0.5
0.0
0
P-08
1.0
0.5
0.0

60

0
PSI値 (cm/s )

150

300
A-01

0.5

A-01

0.5

P-24
1.0

60

1.0

0

0
過剰間隙水圧比20

過剰間隙水圧比

過剰間隙水圧比
過剰間隙水圧比

100

4
0

0

PSI値 (cm/s )

300

8

0

100
50
0

200
100
0

0

20

40

60

600
A-01

300
0
-300
-600
0

0
水平加速度 (Gal)

水平加速度 (Gal)200

Average(DV-01,DV-02)

沈下量 (m)

沈下量 (m)

4

1.5

100

12
Average(DV-01,DV-02)

1.5

Average(DV-01,DV-02)

0.3

20

40

60

300
A-01

150
0
-150
-300
0

100

時間 (s)

時間 (s)b) Case1-1c) Case2-1

上から順に，沈下速度，沈下量，過剰間隙水圧比（捨石マウンド法尻直下，ケーソン中央直下），PSI値，水平加速度
図-10

出力したセンサー位置と各種時刻歴図- 13 -

西

東

西

東

9.9 秒

46.8 秒西東西

東

10.6 秒75.5 秒西東西

東

193.9 秒

31.2 秒a)Case1-1b)

図-11

過剰間隙水圧比の分布- 14 -

Case2-1

4.3

残留変形

引き込まれるように捨石マウンドも沈下し，捨石マウン

図-12は各ステップの加振実験後，模型表面に設置した

ド法尻より離れた海底面はやや隆起した．Case2-4の加振ターゲット位置（図-8平面図参照）の座標を計測した結終了後には，マウンド天端が初期のマウンド底面まで沈果である．なお，座標は模型スケールである．写真-2は下した（写真-2 b）ように，マウンド直下における置換砂

加振実験終了後（各ケース4ステップ加振後）に水を排水層の鉛直方向のひずみが大きい．この鉛直方向のひずみ

し，北側のアクリル壁から観測した模型の変形を写したは，置換砂層の過剰間隙水圧消散による体積収縮や置換写真を示す．

砂層の側方への移動が理由と考えられるが，図-11に示し

変形量がCase2の方が大きい点を除けば，変形モードのたようにマウンド直下では液状化が発生していないため，

特徴は地震動によらず二つのケースで同じである．ケー

過剰間隙水圧消散による体積収縮は大きくないと考えら

ソンはやや傾きながら沈下した．このケーソンの沈下に

れる．

2500

2500

2000

2000

1500

1500

1000

1000

Formation Height
Initial Position
Case1-1
Case1-2
Case1-3
Case1-4

a)

Case1

b)
図-12

東

東

Case1
写真-2

Case2

ターゲット計測（模型スケール）

西a)

Formation Height
Initial Position
Case2-1
Case2-2
Case2-3
Case2-4

西b)
アクリル面から見た模型の残留変形（排水後）- 15 -

Case2

4.4

地震動の強さと沈下量の関係が発生する結果となった．

図-13に振動台で計測した最大加速度とケーソン天端

防波堤を対象として簡易的に被災量を予測する上では，の沈下量の関係，図-14に振動台で計測した加速度波形か

地震動の強さと沈下量の関係を設定することが必要で，ら求めたPSI値とケーソン天端の沈下量の関係を示す．図地震動の強さを表す適当な指標を選択することが重要と中には，神戸港第７防波堤の沈下量の実測最大値に加え，なる．最大加速度が小さかったCase2-1の方がCase1-1よりステップ加振の実験（Case1-2，1-3，1-4，2-2，2-3）も参沈下量が大きかった実験結果から明らかなように，図-13

考値として示した．したがって，同図では着目する基本に示した最大加速度と沈下量は負の相関関係となり，最ケース（Case1-1とCase2-1）の結果と被災量を破線で囲ん

大加速度は防波堤の沈下量を評価する際の地震動の指標だ．また，沈下量は各ステップにおいて発生した沈下量として適当ではない．一方，Case1-1よりPSI値が約2倍でであり，加速度とPSI値は振動台における値で複合波（E+F

あるCase2-1の沈下量も約2倍になったように，被災事例も波）相当である．

含めてPSI値と沈下量は正の相関関係となった．

Case1-1は，兵庫県南部地震の際の観測波形を用いた実

ところで，PSI値は速度波形の二乗積分値の平方根を取験である．ケーソン天端の沈下量は3.6mで，第７防波堤ったものであることから，地震動に対してPSI値を一つ，の被災最大値の2.6mよりも4割程度大きくなった．これは，

すなわち，継続時間終了時の値として求めることが一般

前述のように振動台のPSI値が観測値よりも大きくなっ的である．ここでは，計測時刻毎に計測開始からその時

0.5

0.5

たこと（Case1-1は99cm/s ，観測値は85cm/s ）に加えて，刻までのPSI値を求め，その時刻でのPSI値と沈下量の関係

模型の置換砂層に用いた材料が第７防波堤の現地材料とを図-15に示す．Case2-1では，ケーソンの沈下が発生する

異なることと密度が小さかったことが原因と考えられる．

以前にPSI値が大きくなったように，時々刻々と求めたPSI

0.5

Case2-1（PSI値=213cm/s ）のケーソン天端の沈下量は値と沈下量の関係は，必ずしも線形比例とはならない．

0.5

7.1mとなり，Case1-1（PSI値=99cm/s ）の沈下量の3.6m

しかし，継続時間や振動数の影響が考慮できない最大加の約2倍の沈下量となった．これは，Case1-1よりPSI値が速度とは対照的に，継続時間終了時に求めたPSI値と沈下

約2倍になったことと対応した．2ステップ以降の実験は，量の相関係数は高い結果となった．実験条件が限られ範連続する加振実験により地盤が密になっているにも関わ囲ではあるが，PSI値が防波堤の被害を推定する際の地震

らず，PSI値が大きくなれば引き続き数mオーダーの沈下動の強さを表す指標として適当と考えられる．

10

10
Case1-1(PI)Case1-2
Case1-3
Case1-4
Case2-1(Senario)
Case2-2
Case2-3被災事例

68

沈下量 (m)

沈下量 (m)8

4

2

6
Case1-1(PI)Case1-2
Case1-3
Case1-4
Case2-1(Senario)
Case2-2
Case2-3
被災事例

4

2

0

0
0

500
1000
最大加速度 (Gal)
図-13

1500

0

最大加速度と沈下量の関係

200
400
0.5
PSI値 (cm/s )図-14- 16 -

PSI 値と沈下量の関係

600

10
Case1-1

沈下量 (m)8

Case2-1

6

4

2

0
0
図-15

50

100
150
0.5
PSI値 (cm/s )

200

250

各計測時刻で求めた PSI 値と沈下量の関係

5. まとめた場合，基礎地盤が液状化した際の実被害は，沈下量の最大値は堤体高の0.75倍より小さい14)．また，エネルギー

長継続時間地震動では，加速度振幅が大きくないため原理に基づく予測手法では，盛土の最終沈下量は，盛土

突発的な液状化は発生しないが，時間とともに地盤がせの荷重（密度×堤体高）と盛土底面に働く液状化地盤の浮ん断変形することで徐々に過剰間隙水圧は高くなり，液力が釣り合う位置で決まる15)．このように，盛土について状化が発生した．ケーソンの沈下は，地盤の過剰間隙水

は，実被害に合わせて最大沈下量に関する研究もある．

圧比が0.5程度に上昇してから発生し，過剰間隙水圧比が1

一方，防波堤の場合，ケーソンの密度（一般的に21kN/m3に至り液状化が発生すると急激に増加した．

が使われる16)）は液状化した地盤の密度よりも大きいこと

置換砂層の厚さや密度，地震動の規模は，本研究で行から，ケーソンの荷重と液状化地盤の浮力が釣り合うこった限られた条件であるが，発生が想定されている継続とは無いこと．また，実験結果のようにケーソン直下の時間が長い巨大地震に対して，防波堤の基礎地盤が液状

置換砂層は，完全液状化しないこと．そして，繰返しせ化すれば，防波堤が大きく沈下する可能性を示した．

ん断が終了したところで沈下が終了するため，浮力と釣性能設計体系においては，施設の要求性能に基づく性

り合うというメカニズムとは異なるメカニズムで沈下量

能規定を照査するプロセスで設計する．照査手法として，が決まること．これらの理由により，基礎地盤が液状化

精度が確認された模型実験や数値解析により防波堤の地

した盛土の最大沈下量の議論とは前提条件が異なり，よ震時挙動を予測する必要がある．そのため，何らかの工り大きな地震動に対する防波堤の最大沈下量の予測は難学的指標により概略検討が可能であれば設計実務が容易

しい．今後，本研究で用いたPSI値より大きな地震動や置になるものと考えられる．PSI値は加速度よりも沈下量に換砂層の厚さや密度が異なる断面を対象として，さらな対する相関が高く，防波堤の被害を推定する際の地震動

る実験や数値解析による検討が必要である．
（2013年4月26日受付）の強さを表す指標となりうる可能性が示唆されたものと考えられる．
参考文献

6. あとがき

1)

第三港湾建設局，神戸港湾震災復旧事務所：阪神・淡路大震災により被災した神戸港港湾施設の復旧設

本研究では，PSI値がより大きな地震動を対象とした実計，第27回管内工事施行技術研究資料，174pp.，1996.

験を行っておらず，研究の興味はPSI値がさらに大きくな

2)ったときの沈下量の最大値に行き着く．盛土を対象とし

稲富隆昌，善功企，外山進一，上部達生，井合進，
菅野高弘，寺内潔，横田弘，藤本健幸，田中祐人，- 17 -

山崎浩之，小泉哲也，長尾毅，野津厚，宮田正史，

地震工学研究発表会講演論文集，15pp.，2012.

一井康二，森田年一，南兼一郎，及川研，松永康男，

3)

9)

石井正樹，杉山盛行，高崎伸彦，小林延行，岡部勝

動指標に関する一考察，第28回土木学会関東支部技

彦：1995年兵庫県南部地震による港湾施設等被害報術研究発表会講演概要集，pp.18-19，2001.

告，港湾技研資料，No.857， pp.1208-1223，1997.

10) Iai, S., Matsunaga, Y. and Kameoka, T.: Strain space

菅野高弘，宮田正史，三藤正明，稲垣紘史，及川研，

plas-ticity model for cyclic mobility, Soils and飯塚栄寿：平成7年兵庫県南部地震時の港湾・海岸施Foundations, Vol.32, No.2, pp.1-15, 1992.

設の挙動に関する研究，海岸工学論文集，第43巻，4)11) 野津厚：非線形パラメタと有効応力解析を併用した

pp.1311-1315，1996.

強震動評価手法，土木学会地震工学論文集，Vol.29，

井合進：大地震時の地盤・構造系の変形解析，平成8pp.114-122，2007.

年度港湾技術研究所講演会講演集，pp.1-17，1996.
5)

6)

野津厚，井合進：岸壁の即時被害推定に用いる地震

12) Iai, S.: Similitude for Shaking Table Tests on

井合進，菅野高弘，山﨑浩之，長尾毅，野津厚，一Soil-Structure-Fluid Model in 1g Gravitational Field,

井康二，森川嘉之，小濱英司，西守男雄，佐藤陽子，

Report of P.H.R.I., Vol.27, No.3, pp.3-24, 1988.

田中剛，海老原健介，大村武史，大槙正紀：平成１13) 大矢陽介，小濱英司，高橋英紀，伊勢勉，吉田誠：２年（２０００年）鳥取県西部地震による港湾施設

海底面の傾斜がケーソン式護岸の地震時応答に与え等の被害報告，港湾空港技術研究所資料，No.1015，

る影響に関する大型模型振動実験，土木学会論文集126pp.，2001.

A1(構造・地震工学)，Vol.68，No.4，pp.I_355-I_364，

中部地方整備局：平成24年度防波堤耐津波性能評価

2012.

委員会

14) 国土交通省：レベル２地震動に対する河川堤防の耐第4回委員会資料－耐津波検討結果－，p.21，

震点検マニュアル，24pp.，2012.

2012.

15) 水谷崇亮：液状化に起因する盛土基礎の側方流動の

http://www.meigi.pa.cbr.mlit.go.jp/top/siryou02.pdf

矢板による軽減，東京大学学位論文，218pp.，2000.

（2013.4）
7)

震災予防協会：強震動アレー観測，No.3，1998.

8)

野津厚：南海トラフの地震（Mw9.0）を対象とした

16) 沿岸開発技術研究センター，運輸省港湾局監修：埋立地の液状化対策ハンドブック（改訂版），p.97，1997.

SPGAモデルによる強震動評価事例，土木学会第32回- 18 -

港湾空港技術研究所資料

No.1275

２０１３．９

編集兼発行人

独立行政法人港湾空港技術研究所

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行

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独立行政法人港湾空港技術研究所
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