第 54 回地盤工学研究発表会

0747

E - 14 （さいたま市） 2019 年 7 月
背後に地山がある場合のアンカー式補強土壁の地震時挙動

遠心力模型実験 補強土工法

地震

豊田工業高等専門学校

学生会員○林大瑚，宮本優樹

豊田工業高等専門学校

国際会員

小林豊橋技術科学大学国際会員

三浦 均也

岡三リビック国際会員

睦小浪 岳治，林 豪人

1．はじめに筆者らは，これまで設計では考慮されていない降雨浸透を受けるアンカー式補強土壁の地震時変形・崩壊挙動について検証してきた。その結果，200gal 程度の地震規模であれば，裏込め地盤密度が小さくても大変形には至らないことと，補強領域背後の過剰間隙水圧の挙動および地盤変形状況から補強領域が一体となって滑動することが明らかになった 1)。
一方で，実施工のケースでは主働崩壊線を基に支圧板埋設を決定することになるため，補強材が等長になることはない。
そこで本研究では，これまでの基礎的な知見を実務レベルにまで発展させるために，一般的な施工モデルを対象にした遠心力場浸透加振実験を行った。このとき，補強領域背後に地山が存在するケースについても検証した。
2．実験概要表 1 実験条件

表 1 に本研究における実験条件を示す。補強材の長さは実施工モデルを想定しているためマニュアル 2)をコード基にして決定した。図 1 に D40C2，D65C2 における模D40C2

背後地山

相対密度(%)

含水比(%)

40
無型地盤の概要を示す。模型地盤は 50G の遠心加速度場

D65C2で浸透加振実験を行うため，縮尺を 1/50 とした。したがって，実寸法の壁高は 8m である。補強領域内およD65CM

1065
有び背後には間隙水圧計 PPT を設置し，浸透時および加振時の間隙水圧の変化を観察した。また，浸透時および加振時の土圧を観測するために下から 1 から 4 段目の壁面パネルに小型アンカープレート

unit：mm
壁面材

圧力計 EP を設置した。補強領域背後に地山が存在することを想定したケ110ースの模型地盤概要を図 2 に示す。地山は，豊田産砂質土を締固め度 90％
山を介して裏込め地盤への浸透を容易にするために，図中に示したように不織布を敷設している。両ケースともに，裏込め地盤には含水比 10％100
給水タンクになるように作製し，型枠を用いて成型した。なお，給水タンクから地タイバー
30 30
PPT230に調整した豊浦砂を補強材設置層ごとに所定の相対密度になるように締め固めた。浸透加振実験では，遠心力場における時間の相似則を考慮しPPT390EP4EP3EP2EP180

PPT1て粘性を調節したメチルセルロース水溶液を間隙流体に用いた。浸透実170

験において，給水タンク内水位が上限に達したら，実規模換算で加速度2.0m/s2，周期 1s の地震動を 20 波与えた。

図 1 模型地盤概要(D40C2，D65C2)

3．補強領域形状の影響

アンカープレート

unit：mm

これまで得られた知見では，裏込め地盤密度が密詰めでなくても引き壁面材抜き抵抗力が確保されていれば補強領域は一体となって滑動するという不織布110ものであった。このように地震時に補強領域が一体となって滑動するのが想定される。しかしながら，図 3 に示すケース D40C2 での加振前後の模型地盤の変形状況より，転倒ではなく補強領域下部の前方移動に伴う100
給水タンクであれば，等長モデルよりも実施工モデルでは補強領域が転倒することタイバー
30 30
PPT2 26

土塊の滑動であることがうかがえる。図 4 に示す加振中の過剰間隙水圧の地山模型

挙動より，補強土壁下段（下から 2 段目の補強材設置層）の支圧板背後の不織布地盤において過剰間隙水圧の上昇が確認できる。図 5 には加振中の壁面土圧の時刻歴を示す。これより，最下段の土圧 EP1 が急増していることが指摘できる。これらのことから，D40C2 では，加振に伴う過剰間隙水圧

Seismic performance of multi-anchor walls with natural ground

PPT1

PPT39080

EP4EP3EP2EP160170

図 2 模型地盤概要(D65CM)

Daigo HAYASHI,Yuki MIYAMOTO, Makoto

behind reinforced region

KOBAYASHI(National Institute of Technology,Toyota
College), Kinya MIURA(Toyohashi University of Technology),
Takeharu KONAMI,Taketo HAYASHI(Okasan livic Co. Ltd.)1493

の増加により下段の引抜き抵抗力が20成分が加わることで引抜きに至ったものと推察される。裏込め地盤の相対密度が 65％のケース D65C2 においても，図 6 に示す過剰間隙水圧の時
刻歴より下段の過剰間隙水圧が上昇

20

加振前(22.29,14.35)
加振後 (18.08,16.32)

過剰間隙水圧 (KPa)

倒れたパネルに作用する土圧に鉛直

模型地盤高さ(cm)低下して壁面パネルが倒れ，さらに10PPT1PPT2PPT3100していることが分る。このケースで00は崩壊には至らず，図 7 に示すような壁面パネルのはらみ出しが観察された。図 7 より，下から 5 段目の壁

図 3 模型地盤変位(D40C2)

面パネルにおいてはらみ出し量が最しとは判定できないレベルである。
4．背後に地山を有する補強土壁の地

200

100

震時挙動

0ーゲットビーズおよび模型地盤の形状の変化を図 8 に示す。これより，
D65C2 と比較して，変形量が極めてり，その変形量は実規模換算で10.4cm，壁面の鉛直度は 0.65％である。これらのことから被災なしと判定できる。図 9 に示す地震中の過剰間隙水圧の時刻歴より，加振により変化が見られないことが分る。これは，補強領域と地山モデルに挟まれた領域が狭いことから，補強領域背20
模型地盤高さ（cm）

いてはらみ出し量が最大となってお

0PPT1PPT2PPT3-100.10.2
0.30.4
加振開始からの時間 (s)-2000.5

図 5 壁面土圧の変化(D40C2)

裏込め地盤の相対密度が同じケース

より下から 5 段目の壁面パネルにお100

ケース D65CM の加振実験前後のタ小さいことが指摘できる。また，図 8過剰間隙水圧(KPa)

角が 25.11 度であることから，被災な

0.5

図 4 過剰間隙水圧の変化(D40C2)

0.1
0.2
0.3
0.40.5加振開始からの時間（s）

図 6 過剰間隙水圧の変化(D65C2)
20加振前
加振後(18.08,15.43)
加振前加振後 (17.71,15.43)
模型地盤高さ(cm)

小さいものの最下段のパネルの倒れ

EP1EP2EP3EP4

壁面土圧 (KPa)る。また，壁面の鉛直度は 3.63％と0.10.2
0.30.4加振開始からの時間 (s)20大となっていることが確認でき，その変形量は実規模換算で 39.0cm であ-1001020
給水タンクからの距離(cm)10001020給水タンクからの距離（cm）(17.39,15.99)(17.34,15.93)

10地山00

図 7 模型地盤変位(D65C2)1020
給水タンクからの距離(cm)

図 8 模型地盤変位(D65CM)

後の地震時せん断変形が抑えられた

205．まとめ
これまでの実験結果より，補強領域と給水タンクに挟まれた領域が狭ければ地震時にせん断変形を起こすことがないため，過剰間隙水圧の上昇は見られなかった。一方で，この部分が広くなるようなモデルでは，設計では考慮されない過剰間隙水圧の上昇による支圧板の引き抜き抵抗力の低下が確認でき，両者での変形モードが異なることが明らかになった。このことから，補過剰間隙水圧(kPa)ことに起因すると考えられる。

PPT1PPT2PPT3100-10強領域の一体化が地震時安定性に大きく寄与することを改めて確認できた。
さらに，補強領域背後に地山がある場合には，地下水が存在していても高い耐震性を有することが分った。
《参考文献》
1) 小林睦，三浦均也，小浪岳治，林豪人，佐藤寛樹:地下水が高い状態にあ-2000.1 0.2 0.3 0.4 0.5
加振開始からの時間(s)図 9 過剰間隙水圧の変化(D65CM)

るアンカー式補強土壁の地震時被災メカニズムに関する研究，地盤工学ジャーナル Vol.13 No.2，pp.123-134，2018.
2) 土木研究センター:多数アンカー式補強土壁工法 設計・施工マニュアル第 4 版，pp.278，2014.

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