液状化による側方流動対策のための効果的な改良杭配置に関する遠心模型実験

液状化による側方流動対策のための効果的な改良杭配置に関する遠心模型実験
Centrifugal model test on optimized configuration of cement-treatedsoil columns against liquefied ground flow
高橋直樹

NAOKI TAKAHASHI

土木設計部

津田和夏希

WAKAKI

TSUDA

土木設計部

奥野夏樹

NATSUKI

OKUNO

筆者らは，深層混合処理工法による改良杭の新たな配置方法である流動閉塞杭配置を提案し，その液状化時の地盤側方流動抑制効果について検討を行っている。本配置方法は，液状化による側方流動を阻害するように改良杭を配置するものである。本文は，側方流動が生じる際の改良杭間の土砂のすり抜け量の影響に関し，遠心模型実験で検討したものである。流動閉塞杭配置は杭間のすり抜けを抑制し，整列配置よりも側方流動抑制効果が高いことを示した。
キーワード：側方流動，深層混合処理工法，遠心模型実験

The authors proposed a new configuration of cement-treated soil columns, which is called irregularconfiguration. The presented configuration is considered to reduce amount of subsoil that passes throughin-between gap of columns comparing with square configuration. The effects of cement-treated soilcolumns to reducing lateral flow have been investigated by centrifugal model tests. The test results
demonstrated that the irregular configuration reduced the amount of subsoil passing between columns andrestrained the lateral flow more effective than square configuration.
Key Words: Lateral flow, Deep mixing method, Centrifugal model test

１．目的

く，改良杭によって地盤の流動を阻害し，流動量を減らすことにある。本工法は低改良率による施工のため対策

我が国における大都市圏の沿岸部には 1964 年新潟地費用を小さくすることが可能となり，広範囲にわたる側震以前に造成された古い埋立地が広く存在する。将来，

種構造物基礎や埋設管などを守るために対策が必要とされているが，広範囲にわたる地盤改良の施工には大きな

d2d2d

液状化に伴う側方流動（以後，側方流動とする）から各XYdd/2

これらの地域を襲う可能性のある大規模地震に対して，費用がかかるため，対策が進んでいないのが現状である。
このため，側方流動を抑制するための合理的な対策工法が必要であると考える。
そこで，筆者らは低改良率の杭式改良による側方流動対策に関する検討を行っている。また，対策効果の最大化を目指して，図-1 に示す流動閉塞杭配置を対象として杭配置についても検討を深めてきた 1) 。この工法の原理は，流動化する地盤を完全にせき止めるのではな

図-1

流動閉塞杭配置の概要

55

三井住友建設技術開発センター報告

第 12 号方流動対策として適用可能であると考える。なお，本工法では杭間隔が杭径と同程度になる改良率 20%程度を適用改良率として想定している。
本文は，側方流動が生じる際のメカニズムについて，改良杭間の砂のすり抜け量の影響を明確にするために地表面を傾斜させて側方流動を生じさせる遠心模型実験を行い，その結果を報告するものである。

２．遠心模型実験（１）実験方法および実験条件
実験は港湾空港技術研究所所有の遠心模型実験装置 2)

表-1

遠心模型実験の相似則

物理量単位

長さ
密度
応力
ひずみ
曲げ剛性
加速度
振動数
時間（動的）
時間（拡散）

mt/m3
Pa×10-6N･m2m/s2Hzss：加速度計 ：土圧計 ：間隙水圧計 ：色砂
315al 3) の実験手法を参考として，液状化した地盤の流動化PW3, PW4

平面図（CASE1, CASE2）(a)

排水を遅らせ，流動性を高めるために間隙水として水を330
PW5, PW6

PW7, PW8

PW1, PW2

PW3, PW49920099用いた。これにより地盤の流動性を高めて改良杭間のす
図-2 は模型の概略と計器配置を示したものである。

PW1, PW2200をモデル化した。すなわち，砂地盤に細粒分を混合してり抜けを起こりやすくした。

PW7, PW899の一覧を表-1 に示す。なお，本実験では，Takahashi etPW5, PW699を用いて実施した。加振時の遠心加速度は 50G とし，実物との縮尺比は 1/50 とした。本実験における相似則

遠心場模型
(λG)
1/λ1111/λ4λλ1/λ1/λ2

一度に二つの模型を加振できるよう，実験には幅200mm の中間を厚さ 2mm のステンレス板で仕切った土(b)槽を用いた。模型地盤は，厚さ 40mm で相対密度 90%

平面図（CASE3）
126の非液状化層と相対密度 50%の液状化層の 2 層構造とし，空中落下法により作製した。改良範囲となる中央部
地表面勾配=10%を生じ易くするためにその上流および下流側の地表面勾PW2, PW6
地表面勾配=36%400

配は 36%とした。非液状化層は飯豊硅砂 7 号（Gs=2.658,40

液状化層
非液状化層

708

よ う に 混 合 さ せ た も の （ Gs=2.65, e min=0.475,emax=1.012）を用いた。

(c)

遠心加速度が 50G の場合，透水を遅らせるために間図-2

隙流体として水の 50 倍の粘性を有する溶液を用いることが多いが，本実験では地盤の流動性を高めるために脱(mm)側面図

実験模型と計測器配置
表-2気水を用いた。その代わりとして上記のように細粒分を混入させた。模型地盤は 30G の遠心力場で下端からのケース名

杭間隔

脱気水の浸透により水浸させ，加振時の水位は斜面頂部

CASE1
CASE2
CASE31D
1D2Dに合わせた。

PW3, PW7

PW1, PW5emin=0.633, emax=0.996）を用いて作製し，液状化層には相馬硅砂 5 号にシリカパウダーを重量比で 7：3 となる

地表面勾配=36%

PW4, PW8347の地表面勾配は 10%であり，駆動力を高めて側方流動

実験ケース
改良率
(%)
19.6
19.68.7

改良杭模型（以後，杭模型とする）には外径 15mm，最大加速度振幅(cm/sec2)
160325138
D : 杭模型の直径

内径 13mm のアルミパイプを用いることとした。杭模型の直径を実物に換算すると 750mm となる。パイプ内の境界条件は自由とした。

部には液状化層に用いた試料を充填しただけであり，密地盤内には加速度計，土圧計および間隙水圧計を埋度の調整は行っていない。杭模型の下端は厚さ 20mm設し，図-2 上段の平面図中にハッチングした杭模型ののアクリル板に埋め込むことにより固定条件とし，上端外周面にひずみゲージを貼付けて曲げひずみを計測した。

56

液状化による側方流動対策のための効果的な改良杭配置に関する遠心模型実験

1.5

表-2 に実験ケースを示す。CASE1 と CASE2 は杭間過剰間隙水圧比隔を 1D（D：杭模型の直径）として入力加速度振幅を変えた実験であり，CASE3 は杭間隔を 2D にした実験である。本実験は側方流動に対する変位低減効果を検討することに主眼をおいているので，入力波には周波数特性が 明確な 正弦波を 用いる こと とした 。 CASE1 お よ び

1.00.5（整列配置）
PW50.01.51.00.50.0-10 0wall

CASE3 の入力波は，目標加速度振幅 200cm/s2，周波数（流動閉塞杭配置）
PW1
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
時間 (s)

2 Hz および継続時間 25 秒（いずれも重力場換算）であCASE1(a)1.5る。これらの実験では側方流動を持続させるために，そ過剰間隙水圧比の後振幅を最大値の 1/3 にして 25 秒間加振を継続した。
CASE2 の 入 力 波 は ， 重 力 場 換 算 で 目 標 加 速 度 振 幅300cm/s2，周波数 2 Hz および継続時間 50 秒とした。なお，実際の最大加速度振幅は振動台の調子によって表2 に示す通り目標値に対して CASE1 で 20%，CASE3 で1.00.5（整列配置）
PW50.01.5
1.00.50.0-10 0wall

30%程度小さい値となった。

（流動閉塞杭配置）
PW1
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
時間 (s)

CASE2(b)1.5（２）実験結果と考察
過剰間隙水圧比

過剰間隙水圧の発生特性と模型地盤の流動特性について考察する。以降の図は，重力場換算で示す。
ａ）過剰間隙水圧の発生特性
図-3 は，模型地盤中央付近に設置した間隙水圧計
PW1（流動閉塞杭配置）または PW5（整列配置）で計

1.00.5（整列配置）
PW50.01.5
1.00.50.0-10 0wall

測された間隙水圧から求めた過剰間隙水圧比の時刻歴を（流動閉塞杭配置）
PW1
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
時間 (s)示したものである。図には移動平均により平滑化した結CASE3(c)果も示している。なお，有効拘束圧は液状化に伴って生図-3

過剰間隙水圧比の時刻歴

じる間隙水圧計と地表面の沈下を考慮して算出している。とから，模型地盤は液状化したことが分かる。また，最大加速度振幅が小さい CASE3 の過剰間隙水圧比は他の幅 (m)

CASE1 および CASE2 の最大値は 1.0 に達しているこケースよりも若干低い値となってはいるが，最大値は0.95 に達していることから，模型地盤はほぼ液状化して109876 整列配置
54321 流動閉塞杭配置
00510いると言える。CASE1 および CASE3 の過剰間隙水圧比

幅 (m)ても地盤の流動が生じていたものと思われる。
ｂ）模型地盤の流動特性
図-4 は，模型地盤の流動状況を GL-1.25m に設置した109876 整列配置
54321 流動閉塞杭配置
00510色砂をトレースして示したものである。杭間隔 1D の加速度振幅の大きい CASE2 整列配置ではそれが顕著となっている。一方，流動閉塞杭配置では CASE2 で杭間のすり抜けが生じているものの，その程度は整列配置よ

幅 ( m)

CASE1 と CASE2 の流動状況を見ると， CASE1 整列配置では流動方向に連続して杭間にすり抜けが生じており，10りも相対的に小さいことが認められる。このことから，流れを阻害するように杭を配置する流動閉塞杭配置は，15253035253035253035

CASE21520下流端からの距離 (m )(c)
図-420下流端からの距離 (m )(b)109876 整列配 置
54321 流動閉 塞杭 配置
00520

CASE1(a)は，加速度振幅が最大値の 1/3 となる 25～50 秒間においてもほぼ一定値となっていることから，この間におい15下流端 からの距離 (m )CASE3

模型地盤の流動状況

整列配置よりも杭間のすり抜けを抑制する効果が高いこ57

第 12 号とが確認できる。杭間隔 2D の CASE3 における地盤の流動状況を流動閉塞杭配置と整列配置で比較すると，杭間のすり抜け挙動に明確な違いが認められない。杭間隔が広くなると流動を阻害する杭配置の効果が小さくなるものと考えられる。
図-5 は，図-4 に示した色砂の移動量から求めた平均

平均側方流動量 (m)三井住友建設技術開発センター報告

1.5:流動閉塞杭配置:整列配置

1.00.50.005

1010m～25m における結果について考察する。CASE1 と動量は，CASE1 で 0.16m～0.41m に，CASE2 で 0.44m～1.10m に分布している。一方，整列配置のそれは，
CASE1 で 0.27m～ 0.58m と なり， CASE2 で 0.75m～1.50m であった。平均側方流動量は，加速度振幅の大き
い CASE2 の方が CASE1 よりも 2～3 倍程度大きな値と(a)平均側方流動量 (m)CASE2 の結果について，流動閉塞杭配置の平均側方流ら，杭間のすり抜けを抑制する杭配置にすることが，側方流動量の低減に効果的であることは明らかである。杭間のすり抜け挙動に明確な差が認められない杭間隔 2D

30352.01.51.00.50.005101520253035

下流端からの距離 (m)(b)
平均側方流動量 (m)CASE3 で最大 75%に低減されている。これらのことか

25:流動閉塞杭配置:整列配置

2.5も流動が抑制されていることが分かる。下流端からの距方流動量は，整列配置に対して CASE1 で最大 38%に，20CASE13.0なっている。また，流動閉塞杭配置の方が整列配置より離が同じ位置で比較した場合，流動閉塞杭配置の平均側15下流端からの距離 (m)側方流動量を示したものである。ここでは，下流端からCASE21.5:流動閉塞杭配置:整列配置

1.00.50.0の CASE3 について，流動閉塞杭配置の平均側方流動量05101520253035

下流端からの距離 (m)は 0.37m～0.69 m に，整列配置のそれは 0.34m～0.92m(c)に分布しており，両者は同程度となっている。なお，土図-5CASE3

平均側方流動量

槽幅 4.5m として CASE1 と同じ条件で実施した無対策の平均側方流動量は 3m～3.5m 程度であった。先に示し謝辞：本研究は，港湾空港技術研究所･東京大学･三井

た CASE1 の平均側方流動量はこれに対して十分に小さ住友建設の共同研究として実施しました。ご協力をいたい値であることから，整列配置であっても側方流動対策だいたメンバーの方々に感謝の意を表します。

として効果があり，流動閉塞杭配置はさらにその効果を大きくするものであることが分かる。

参考文献
1）Takahashi. N, Derakhshani, A. Rasouli, R., Towhata, I.

３．まとめand Yamada, S. : Shaking model tests on mitigation ofliquefaction induced ground flow by new configuration

本研究では，遠心模型実験により流動閉塞杭配置のof embedded columns, Proc. of the 18th International

側方流動抑制効果について検討した。以下に，本研究でConference on Soil Mechanics and得られた知見をまとめる。

Engineering, Paris, pp.1623-1624, 2013.

①

整列配置では未改良領域が連続するため杭間の砂のすり抜け量が多くなる。一方，流動を阻害するように杭を配置した流動閉塞杭配置は杭間の砂のすり抜け量を低減することができる。

②

杭間隔が広くなると流動を阻害する杭配置の効果が小さくなる。

③

側方流動量の大小は杭間の砂のすり抜け量に依存し，流動閉塞杭配置は側方流動抑制効果が整列配置よりも大きい。

58Geotechnical2）北詰昌樹：新遠心装置の開発と研究への適用，港湾技研資料，No.812, pp.1-35, 1995．
3）Takahashi, N., Sassa, S. and Morikawa, Y.: Centrifuge
modelling of earthquake induced submarine landslideand its gravity flow transition, Proc. of the 8thInternational Conference on Physical Modelling inGeotechnics, Perth, pp. 1009-1015, 2014.