砂の液状化強度に与える長期圧密の影響
地盤工学研究室 白井 翔也
指導教員 豊田 浩史
1．はじめに1.1強度のメカニズムについて検討する．

研究背景

また，長期圧密により得られた繰返し載荷回

土の液状化強度に影響を与える要因は密度，数 Nc から，液状化強度曲線の予測を行い，得ら

細粒分含有率，飽和度，拘束圧など様々な要因れた液状化強度比 RL と通常圧密の RL との比をがある．その中でも，地盤が堆積年代を経るこ取り，長期圧密に関する液状化強度比を算出すとによって液状化強度が上昇する現象のことる．また，既往研究である Tatsuoka ら 6)の結果を，年代効果(aging)と呼ぶ．年代効果の影響がも同様に液状化強度比の予測を行う．これらの現れた災害として，近年では 2011 年 3 月 11 日

結果より，液状化強度増加を推測し，予測したの東北地方太平洋沖地震や 2010 年から 2011 年

液状化強度から，仮想地盤における液状化予測にニュージーランドで発生した一連の地震が判定を実施する．

挙げられる．これらの地震により，大規模な液状化や再液状化による被害が多数報告された

2．試験方法．この報告によると，同じ埋立地盤でも施2.11),2),3),4)

使用試料

工年代の違いにより被害程度に差がみられ，施試料は，標準砂である豊浦砂を全試験で用い工から数百年経過した古い埋立地盤では，年代た．豊浦砂の粒径加積曲線および土粒子密度s効果の影響により液状化強度が大きくなるこ

を Fig.1 に併せて示す．また，豊浦砂の物理特とが知られている 5)．しかし，数百年程度では性を Table.1 に示す．
100

えられず，年代効果のメカニズムや学術的背景

90

Percentage finer by weight (%)

砂質土の固結がそれほど進行しているとは考は明らかとなっておらず，年代効果を考慮した液状化強度推定手法は確立されていない．
したがって，液状化被害の削減および被害軽減を目的とし，年代効果を考慮した液状化強度推定手法の確立が重要な課題となっている．
1.2

研究目的

Toyoura sand, s=2.650g/cm

3807060504030201000.01

本研究では，年代効果のメカニズムを明らかにするため，圧密時間を変化させた飽和砂供試

0.1
Grain size, D(mm)

Fig.1

1

豊浦砂の粒径加積曲線体に対して飽和非排水繰返し三軸試験，ベンダーエレメント(以下，BE と称す)試験および静的

Table.1 豊浦砂の物理特性貫入試験を実施した．これより，液状化強度と最大乾燥密度 最小乾燥密度

せん断波速度の圧密時間効果の発現，貫入抵抗

豊浦砂値の強度変化を調査し，長期圧密させた液状化
1

 dmax(g/cm3 ) dmin (g/cm3 )50%粒径
D 50 (mm)

均等係数
Uc

曲率係数
U 'c

1.6451.3350.181.580.86飽和非排水繰返し三軸試験
Ball-joint

本研究で用いた三軸 試験装置の模式図をConnecting-rod
Dial gauge
targetConnecting-rod O-ring
Cell Pressure

Slide bearing

高さ H=123mm，直径 D=50mm のモールドで漏Cell pressure
Cell coverO-ring

斗堆積法により作製した．本研究では，供試体を長期圧密させるため，これに準じた試験方法

Cell Pressure

Fig.2 に示す．供試体は気乾状態の試料を用い，Axial-rodを用い，背圧を作用させていない 7)．二重負圧

Inner cell

法により供試体の飽和化を促進して通水した

Outer cell

Load cell
Reference water level

後，間隙圧係数 B 値>0.95 であることを確認し，
平均有効主応力 p’=50kPa により等方圧密後，軸Top cap
Porous metal

ひずみ速度 0.1mm/min のひずみ速度で所定の繰
返し片振幅d を設定し，繰返し載荷を行った．

Cell Pressure

Axial-rod
Connecting-rod
Cell Pressure

2.2

Top cap

Specimen
Porous metal

Porous stone

また，1 日以上の圧密時間を要する場合，供試

Pedestal

体内への空気の進入を防ぐため，二重セルを設置してその中に脱気水を入れ，油により封をしPore waterpressureており，飽和非排水繰返し三軸試験後に B 値がUpperside
Differential pressure
Transducer

Lowerside

低下していないことも確認している．
なお，両振幅軸ひずみ DA=5%に達した時点

Fig.2

三軸試験装置模式図を液状化したものとみなしている．飽和非排水
繰返し三軸試験条件を Table.2 に示す
2.3

BE 試験
3 mm

Distance between the bendor⊿L

BEを用いた試験法は，国内外を問わず様々な研究機関で使用されているが，せん断弾性波速度Vsを決定するためのBE間距離の取り方，せん断波伝播時間の同定方法などは機関によって3.5 mm異なっている．本研究では，過去の採用実績をふまえ，試験条件をTable.3のように設定した．

Fig.3

BE の模式図

BE試験は，飽和非排水繰返し三軸試験の圧密中および圧密後に適宜実施し，供試体のVsは次式

Table.2 飽和非排水繰返し三軸試験条件で求めた．また，BEの模式図をFig.3に示す．

Vs Lt

試料名(1)

豊浦砂

初期相対密度 初期間隙比
D r0(%)
e0400.835

圧密時間tc

設定繰返し片振幅
 d (kPa)

通常，1日，3日，7日，14日， 28日

14

ここで，Vs：せん断波速度(m/s)，L：BE 間距離(m)，t：せん断波到達時間(s)である．L は，対Table.3 BE 試験条件となる BE 先端間距離をとる tip-to-tip 法を採用し，t は，送受信波形の立ち上がり点を結ぶ
start-to-start 法を用いて波形記録より同定した．
22.4

静的貫入試験

3．試験結果および考察

静 的 貫 入 試 験 は ， 高 さ H=123.5mm ， 直 径3.1

D=104mmのモールドで，漏斗体積法により作製

3.1.1

圧密・養生時間の異なる豊浦砂の諸特性液状化強度特性した．供試体作製後，スペーサおよび錘を載せ豊浦砂の圧密時間を変化させて実施した飽て上載圧10kPaを載荷し，通水用水槽内に脱気和非排水繰返し三軸試験より得られた，圧密時水を入れ，モールド底面に設置してあるポーラ

間 tc と繰返し載荷回数 Nc の関係を Fig.5 に示

スストーンを介して下方から通水・飽和させた． す．また，プロット上の数字は，各圧密日数のその後，貫入面がフラットな直径10mmの貫入試験回数を示している．

棒を0.25mm/minの一定速度で貫入し，試験を実図より，通常圧密から 7 日圧密までの Nc はほ施した．なお，貫入抵抗値qcは，次式で求めた．

ぼ変化していないが，14 日，28 日圧密で急激に静的貫入試験装置の模式図をFig.4，試験条件Nc が上昇していることがわかる．この結果，7をTable.4にそれぞれ示す．

日から 28 日圧密において，液状化強度増加のqc Qc 106Ac

何らかの要因がある可能性が示唆される．

(2)

Tatsuoka ら 6)の研究においても，豊浦砂の長ここで，qc：貫入抵抗値(MPa)，Qc：貫入力(N)，期圧密による Nc が，1 時間圧密と比較して 1630

Ac：貫入棒断面積(m2)である．

時間(68 日間)の期間で上昇していることが示されている．また，Dr=50，80%の 2 種類の密度で比較を行っており，Dr=80%の密な供試体と比較して，Dr=50%の緩い供試体の方が長期圧密による Nc の変化が顕著であることが示されている．
また，Dr =50%の緩い供試体において，本研究と同等の繰返し応力振幅比に着目すると，1 時間圧密と 1630 時間圧密の Nc は，1.3 から 12.6 と多大に上昇しており，本研究の 28 日圧密よりも上昇量が大きくなっている．これより，今後更に長期間の圧密を実施することで，Nc の上昇量が増える可能性が考えられる．
Number of cycles to liquefaction, Nc

5.0

Fig.4 静的貫入試験装置模式図
Table.4 静的貫入試験条件
試料名
豊浦砂

初期相対密度 初期間隙比
D r0(%)
e0400.835

養生時間tc
通常，1日，3日，7日，14日， 28日

4.0*Toyoura sandFunnel deposition method,Dr0=40%,'c='0=50kPa,DA=5%
Normal consolidation
1day consolidation
3days consolidation
7days consolidation
14days consolidation
28days consolidation

3.02.01Normal1.0

30.0
1E-30.001

221

7days

0.010.1
110Time of consolidation, tc(day)Fig.5
3228days

豊浦砂の tc と Nc の関係

100せん断波速度伝播特性

2.0Cone resistance at 30mm, qc30(MPa)

3.1.2

14 日，28 日圧密における液状化強度の上昇メカニズムを解明するため，長期圧密中に適宜実施していた BE 試験から得られたせん断波速度 Vs も液状化強度の上昇と同様の傾向となるのか検討する．14 日，28 日圧密の圧密時間におけるせん断波速度 Vs の推移を Fig.6 に示す．
図より，14 日，28 日圧密ともに，tc の進展に

1.5

1.00.5*Toyoura sandFunnel deposition method,Dr0=40%,Po=10kPa
1 hour curing
1day curing
3days curing
7days curing
14days curing
28days curing

0.0
1E-30.001

伴う Vs の変化はほぼ見られず，液状化強度の上0.01

昇傾向とは異なる傾向を示した．これより，Vsの変化から液状化強度の上昇要因を解明する

Fig.7

0.1
1
Time of curing, tc(day)10100

豊浦砂の tc と qc30 の関係ことはできなかった．
200

Shear wave velocity, Vs(m/s)

195

3.2

仮想豊浦砂地盤の予測液状化判定

3.2.1

豊浦砂の予測液状化強度曲線

14日，28日圧密においてNcの上昇が見られた

190

ため，上昇したNcから両圧密日数における液状185
180化強度曲線を予測し，得られた液状化強度比RL

175から液状化強度増加を推測することで，液状化

170

予測判定を実施した．豊浦砂の予測液状化強度

165

曲線をFig.8に示す．なお，予測液状化強度曲線

160 *Toyoura sand,'c='0=50kPa
14days consolidation,Drc=38.97%,Nc=1.52
28days consolidation,Drc=39.21%,Nc=2.65

155150
1E-30.001

0.01
0.1
110
Time of consolidation, tc(day)は，通常圧密における液状化強度曲線と同様の傾きになると仮定して描いた．また，液状化強100

度比RLは，両振幅軸ひずみDA=5%における繰返

Fig.6 豊浦砂の tc と Vs の関係

し載荷回数Nc=20回で定義した．
図より，算出した14日，28日圧密のRLは，そ3.1.3

静的貫入特性れぞれ0.119，0.120となった．

14 日，28 日圧密における液状化強度の上昇

0.15メカニズムを解明するため，別途実施した静的
Cyclic stress ratio, d/2 'c

貫入試験から得られる貫入抵抗値 qc が，液状化強度の上昇と同様の傾向となるのか検討する．
各養生時間における貫入抵抗値 qc の推移をFig.7 に示す．
図より，養生時間の進展に伴う qc30 の上昇傾向は見られず，Vs の結果と同様の傾向になった．

Nc=200.10*Toyoura sand : Liquefaction strength curves
Normal consolidation,RL=0.114
y=-0.006ln(x)+0.132
14days consolidation,Nc=2.66
RL=0.119,y=-0.006ln(x)+0.137
28days consolidation,Nc=1.52
RL=0.120,y=-0.006ln(x)+0.1380.050.1

しかし，養生時間が長期になるにしたがってqc30 の値に開きが見られているため，今後，試験結果の再現性を確認する必要がある．

Fig.84110100
Number of cycles to liquefaction, Nc

豊浦砂の予測液状化強度曲線

1000

3.2.2

豊浦砂の予測液状化強度増加

3.2.3

豊浦砂の液状化予測判定

次に，前項で算出したRLを用いて推測した液

次に，本研究結果の Dr=40%と Tatsuoka らの状化強度増加について述べる．得られた14日，結果の Dr=50%より得られた長期圧密による液28日圧密のRLを通常圧密におけるRLで除する状化強度増加を用い，Dr=40，50%で造成されたことにより（長期圧密液状化強度比と称す），豊浦砂地盤を想定し，造成後 100 年後までの液この値が時間の対数表示で直線的に上昇する状化予測判定を実施した．なお，液状化予測判と仮定して，1年後までの液状化強度を予測し定は，道路橋示方書 8)に記載されている方法をた．予測液状化強度増加を示したものをFig.9

用い，液状化抵抗率 FL<1.0 となった時に液状に示す．また，Dr=50，80%の豊浦砂において液化するものとしている．なお地震動として，レ状化試験を実施したTatsuokaら6)の研究結果と，ベル 1 地震動（新潟県を対象）を用いることとその結果から推測された液状化強度増加も併する．液状化判定条件を Table.5 に，液状化予記している．

測判定結果を，Fig.10 に示す．

前述したとおり，本研究は，14日圧密より液レベル 1 地震動ではあるが，図より，Dr=40%状化強度が増加しているが，Tatsuokaらの研究

では 10 年後，Dr=50%では 90 日で既に液状化では，Dr=50%において2.67日から液状化強度がしなくなると判定された．そのため，Dr=40，増加しており，強度増加発現時期に違いが見ら50%のように緩い豊浦砂地盤でも，造成から 10れた．しかし，TatsuokaらのDr=80%の結果では，年経過することで液状化しなくなると予測さ1時間から液状化強度の上昇が見られ，それ以れる．

降は比例的に上昇せずに横ばい傾向であった．
これより，豊浦砂の年代効果は，密度の違いにTable.5 液状化判定条件

より異なる強度発現時期，すなわち密な方が年*道路橋示方書

代効果の発現時期が早く，ある密度以上になると液状化強度は比例的に上昇しない可能性が

対象試料

豊浦砂,D r=40,50%

対象地域

新潟県
5m(p '=50kPaのため)

地表面からの深さ

1.5
1.4

1.50

This study, Toyoura sand, Dr=40%
Normalization line(This study)y=0.0433ln(x)+1.0004
Tatsuoka et al., Toyoura sand, Dr=50%
Normalization line(Tatsuoka et al.)y=0.0386ln(x)+0.9218
Tatsuoka et al., Toyoura sand, Dr=80%

Liquefaction resistance ratio, FL

Liquefaction strength/Liquefaction strength of normal consolidation

示されている．

1.3
1hour

68days

1.2
2.67days

1.1

28days

1.0
1E-3
0.001

Fig.9

0.1
110100Time of consolidation, tc(day)

1.00

0.75
Liquefaction area

0.50
1E-5

14days0.01

1.25-Niigata prefecture-Toyoura sand
*Level 1 Earthquake motion
This study,Dr=40%
Tatsuoka et al.,Dr=50%

1000

1E-4

1E-3 0.01
0.1
1Time of consolidation, tc(year)

10100

Fig.10 仮想豊浦砂地盤の液状化予測判定

豊浦砂の予測液状化強度増加

54．本研究の結論

参考文献

本研究では，豊浦砂を用いて，圧密時間の違1)

Towhata, I., Maruyama, S., Kasuda, K., Koseki, J.,

いが地盤諸特性に与える影響について検討しWakamatsu, K., Kiku, H., Kiyota, T., Yasuda, S.,

た．特に豊浦砂の液状化強度特性，せん断波速

Taguchi,度伝播特性，静的貫入特性について比較・検討

Liquefaction in the Kanto region during the 2011 off

し，液状化強度特性を既往の研究と比較した．

the pacific coast of Tohoku earthquake, Soils and

以下に，本研究より得られた主な知見を以下にFoundations, Vol.54, No.4, pp.859-873, 2014.

示す．

2)

Y.,

Aoyama,S.,

Hayashida,T.:

三輪滋，筒井雅行，本山寛，池田隆明，沼田淳
紀：2011 年東北地方太平洋沖地震における関東(1)液状化強度特性
豊浦砂の長期圧密による繰返し載荷回数 Nc

地方の液状化被害調査，土木学会論文集 A1，

は，7 日圧密まではほとんど変化せず，14 日圧

Vol.68, No.4, pp.I_1250-I_1265, 2012.

密以降において上昇することが確認された．そ3)

社団法人地盤工学会

ニュージーランドのため，7 日圧密から 14 日圧密の期間で，何らDarfield 地震災害緊急調査団：ニュージーランかの要因が発生している可能性が考えられる．

ド Darfield 地震災害緊急調査団報告書，pp.1-30,(2)せん断波速度伝播特性

2010.

豊浦砂のせん断波速度 Vs は，圧密時間による

4)

社団法人地盤工学会

2011 年 Christchurch 地震

違いがほぼ見られず，液状化強度上昇との関連による被害に対する災害緊急調査団：2011 年ニは見られなかった．

ュージーランド Christchurch 地震による被害に(3)静的貫入特性

対する災害緊急調査団報告書，pp.1-39, 2011.

豊浦砂の貫入抵抗値 qc は，養生時間による違5)

Yoshimi Y., Tokimatsu, K., Kaneko, O., Makihara,

いがほぼ見られず，液状化強度上昇との関連はY.: Undrained cyclic shear strength of a dense

見られなかった．

Niigata sand, Soils and Foundations, Vol.24, No.4,(4)液状化強度増加と液状化予測判定

pp.131-145, 1984.

長期圧密液状化強度比は，対数時間軸に対し6)て，ほぼ直線的に増加していく．

Tatsuoka, F., Kato, H., Kimura, M. and Pradhan,
T.B.S.: Liquefaction strength of sands subjected to

Dr=40，50%の豊浦砂仮想地盤においてレベル

sustained pressure, Soils and Foundations, Vol.28,

1 地震動で新潟県を対象に液状化予測判定を実No.1, pp.119-131, 1988.

施した．その結果，Dr=40%では造成 10 年後，7)

白井翔也，豊田浩史，高田晋：様々な細粒分をDr=50%では造成 90 日後で液状化しなくなると含む砂の液状化特性，第 32 回土木学会関東支判定された．

部新潟会研究調査発表会論文集， pp.208-211,

本研究では，液状化強度の上昇メカニズムを2014.

解明することはできなかったため，今後，微小8)変形特性によるアプローチを試みるとともに，社団法人

日本道路協会編：道路橋示方書・同解説(Ⅴ耐震設計編)，2012.

更に長期間圧密した豊浦砂の液状化強度特性を調べることで，地盤の年代効果を考慮した液状化強度推定手法の開発への貢献が期待される．

6