複合型地盤改良の改良体強度と盛土の耐震性能に関する動的遠心力載荷模型実験
遠心力模型実験，地盤改良，変位制御国研）土木研究所寒地土木研究所

正会員○橋本聖国研）土木研究所寒地土木研究所

国際会員

林宏親

１．はじめに
道路土工構造物の設計は使用目的との適合性および構造物の安定性について，作用（常時，降雨，地震時，その他）およびこれらの組み合わせた外力に対して，求められる要求性能（性能 1～3）を満足すべきと道路土工指針の一つである道路土工要綱 1)（以降，土工指針）に記載された．換言すると，セメント等により地盤改良された軟弱地盤上の盛土の安定性に対しても，具体的な目標性能（使用限界，修復限界，終局限界）を定めた上で，その目標性能に対して検討すべき作用力を設定し，目標とする性能に達しているか評価する必要があることを示唆している．
本報はレベル 2（L2）地震動に対して，複合型地盤改良（浅層改良体と浅層改良体の併用）の浅層改良体の強度設定が盛土の耐震性能に及ぼす影響を動的遠心力載荷模型実験（以降，動的遠心実験）で検討した結果である．
２．動的遠心力載荷模型試験
２．１

複合型地盤改良の浅層改良体の強度設定法

複合型地盤改良の浅層改良体の強度は ALiCC 工法マニュアル（以降，マニュアル）2) では常時（静的状態）の押抜きせん断破壊（パンチング破壊），低改良率では曲げ引張り破壊（以降，曲げ破壊）も検討すべきとある（図-1）．
しかしながら，曲げ破壊の具体な照査方法の記載が無いため，曲げ破壊は
深層改良体間上の浅層改良体を単純梁と仮定し，盛土荷重が浅層改良体に等分布で作用する曲げ応力 σba に必要な一軸圧縮強さ quckbe を(1)，(2)式から算出し，動的遠心実験時の浅層改良体の一軸圧縮強さ qu_s との比を浅層改良体の曲げ破壊に対する安全率 Fs_be とみなして(3)式から導出した．
wλ 2
Hseσba =÷I×82σba =0.15 × quckbequ_s
Fs_be =quckbe

(1)

(2)

(3)

図-1 浅層改良体の破壊モード

表-1 実験条件一覧（〔ケースCase2

Case3

Case4

Case5

Case6

Case7

Case8444544444500500

500500500500500500

500

粘土地盤 表面強度 τ (kN/m )入力加速度 加速度 α max(gal)
高さ H e(m)盛土〕）は実物換算値）

Case123333355

Case9

55

天端幅 W(m)333335555

締固め度 D c(%)

9090

90909090909090

単位体積重量 γ e(kN/m )

15.7

15.7

15.7

15.7

15.7

15.7

15.7

15.7

15.7

厚さ H se(m)

1.0

1.0

1.5

2.0

1.5

1.5

1.5

1.5

9999915151515

14.2

14.3

14.5

14.3

14.4

14.3

14.4

14.4

14.5

157

157

10780

107

2424

24

2492

141

235

197

488

224

431

502

700

3

幅 B(m)
単位体積重量 γ se(kN/m3)
2

押抜きせん断応力 τ se(kN/m )浅層改良体 許容せん断応力度 τ a(kN/m2)

1.5

2824

436

436

実強度 q u_s(kN/m2)

184

283

472

396

976

449

863

1005

1401

パンチングに対する安全率 F s_se

1.17

1.80

4.39

4.93

9.10

18.60

36.0

41.9

58.10

曲げ破壊に対する安全率 F s_be

0.22

0.34

1.29

1.92

2.66

1.03

1.98

2.31

3.21

設計基準強度(曲げ) q uckse(kN/m )824366206366436436

ここに，λ：深層改良体中心間隔（m）， Hse：浅層改良体厚さ（m），σba：曲げ引張り応力（kN/m2），quckbe：曲げ破壊させない一軸圧縮強さ（kN/m2），qu_s：動的遠心実験時の浅層改良体の一軸圧縮強さ（kN/m2），w：盛土荷重（kN），I：断面 2 次モーメント（m4），Fs_be：浅層改良体の曲げ破壊に対する安全率，である．
動的遠心実験時の浅層改良体の一軸圧縮強さで導出されるパンチングに対する安全率 Fs_se は Fs_be より相当に大きく，曲げ破壊が支配的である．このため，Fs_be の大小が盛土の耐震性能に及ぼす影響を把握すべく，盛土高 He =3m，深層改良体の改良率 ap=7.1%，Hse =1.0～2.0m の低盛土でかつ低改良率のパターン（Case1～Case5）と，He =5m，ap=15.7%，Hse=1.5m 一定条件の浅層改良体強度をパラメータとしたパターン（Case6～Case9）による動的遠心実験を実施した．
２．２ 実験手法および実験条件
表-1 は実験条件一覧，図-2 は代表的な模型断面（Case6～Case9）を示す．盛土材は図-2 模型断面

北海道北広島市内で採取した山砂，軟弱地盤は同じく北広島市内で採取した粘土（高液性限界粘土_CH）を使用した．盛土，軟弱地盤，複合型地盤改良，基盤層の物性および作成方法は既往文献 3)を参照
されたい．レーザー変位計は盛土天端中央部，盛土法肩，盛土法尻，盛土法尻から 15cm（実物換算 7.5m），加速度計は土槽底面に設置した．模型作成作業終了後に実験土槽を遠心力載荷装置に設置し，1G 場から 5G ごとに 50G まで加速度を増加させた．50G 到達後，盛土天端および法肩の沈下が収束したことを確認して加振実験を実施した．設定した加速度波形は入力周波数 75Hz（実物換算 1.5Hz）の正弦波（40 波），目標入力加速度は 500gal（L2 地震動）とした．
Dynamic centrifugal model test on strength

HASHIMOTO Hijiri (Civil Engineering Research Institute for Cold Region)of composite ground improvement andHAYASHI Hirochika (Civl Engineering Research Institute for Cold Region)

seismic performance of embankment

３．実験結果および考察
図-3 は各ケースの Fs_be と 500gal 加振後における各計測箇所の変形量の関係である．プラスは沈下量，マイナスは隆起量である．「盛土法尻～7.5m」は盛土法尻から実物換算で 7.5m 離れである．Case1～Case5 をみると，Fs_be=1.0 を境として盛土天端量に差が生じており，Fs_be=1.0 以上であればL2 地震動に対しても沈下を抑制出来る結果が得られた．
同じ浅層改良厚である Case6～Case9 をみると，Fs_be が大きくなるのに従い，盛土天端沈下量は減少傾向にある. 浅層改良体の強度が L2 地震動による盛土天端沈下量に影響を及ぼすことを示す．具体的には Case6 と Case9（Fs_be の差は約3 倍）を比較すると，Case9 の盛土法肩変位量は Case6 の約5 割減，同盛土天端中央部沈下量では約 6 割減であった．
ただし，盛土法尻および法尻から 7.5m 離れの変位は，隆図-3 各ケースの Fs_be と加振後の各計測箇所の変形量表-2 道路盛土の耐震性能の評価項目とランク区分 4)加筆

起，沈下の差はあるがいずれも 5cm 以下であったことか被害の評価項目
ランク

被災直後における常時の通行機能の確保の難易

車道路面の段差すべり破壊

ら，複合型地盤改良であれば Fs_be の大小に拘わらず，L2 相
当の地震力が盛土に作用しても周辺地盤への変形抑制効果とランク区分4)（以降，常田らの表）である．常田らの表は，新潟県中越地震時の道路盛土の実被害状況や道路管理すべり面が発生しない

縦断方向

1

通行機能が確保沈下が発生しない 沈下が発生しない

2

通行機能は低下するが、 段差高が2～3㎝を超え
その確保は比較的容易て、20～25㎝以下

性能23

通行機能が低下し、確保 段差高が20～25㎝を超え すべり面が片側車線に掛 小規模だが不均一 小規模だが不均一がやや困難て、50㎝以下かるに沈下するに沈下する

性能34

通行機能が喪失し、確保が困難であり、長期間を 段差高が50㎝を超える要する

性能1は十分に発揮されることがわかった．
表-2 は常田らが提案する道路盛土の耐震性能の評価項目

段差高が2～3㎝以下

天端の沈下
横断方向

すべり面が路肩あるいは 小規模で一様に沈 小規模で一様に沈のり面内の発生に止まる 下する
下する

すべり面が上下方向車線 大規模で不均一に 大規模で不均一にに掛かる沈下する沈下するの運用等に関する事例調査，地震時の盛土のすべり破壊に対する耐震性向上に関する遠心力載荷実験，道路の段差規模と車両の走行性に関する段差走行実験をまとめて，道路盛土の耐震性能の評価基準を整理したものである．一方，
土工指針は道路盛土に要求される性能を 3 段階（性能 1～性能 3）に分類しており，性能 1 は相当する作用よって土工構造物としての健全性を損なわない性能，性能 2 は想定する作用による損傷が限定的で土工構造物としての機能の回復が速やかに行い得る性能，性能 3 は想定する作用による損傷が土工構造物として致命的とならない性能としている．
本実験における加振後の盛土の耐震性能を評価するにあたり，土工指針の具体的な目標性能（使用限界，修復限図-4 浅層改良体の曲げ破壊に対する安全率と盛土天端中央の沈下量の関係界，終局限界）と地震による盛土の状態や段差量など具体的な閾値が明示された常田ら表と関連付け，土工指針の性能
1 が常田ら表のランク 1～2，性能 2 はランク 3，性能 3 はランク 4 に相当すると位置付けて考察する.
図-4 は Fs_be と盛土中央部の沈下量の関係に表-2 の車道路面の段差量を沈下量とみなした性能を併記したものである．
まず、低盛土高でかつ低改良率の検討ケースである Case1～Case6 の性能は Fs_be＜1.0 の Case1，Case2 は盛土天端，法面の法線方向に亀裂および不均一な沈下が生じており性能 2 と判断される．一方，Case3 は盛土天端や法面に目立った亀裂が生じておらず，盛土天端沈下量も 5cm 未満であった．既往の報告 3)では Case4，Case5 の加振後の盛土の状態は Case3と同様の結果が得られており，これらは性能 1 と判断される．次に汎用的な Case6～Case9 に関しては，Case6 は盛土天端沈下量が性能 1 の目安である 25cm を超過したが，盛土天端に亀裂などは確認されず盛土沈下は一様であることが確認された．このような傾向は Case7～9 も同様であったことを踏まえると，本実験条件下の浅層改良層厚一定で Fs_be に 3 倍以上の差であっても，Fs_be=1.0 以上であれば L2 地震動に対しても盛土の耐震性能 1 を有すると考えられる．
４．まとめ
本報告は動的遠心実験により，浅層改良体の強度設定が L2 地震動に対して盛土や周辺地盤の変形抑制効果に与える影響について検討した．その結果，複合型地盤改良における浅層改良体の強度設定は ALiCC 工法の曲げ破壊（常時）による設計で Fs_be=1.0 以上が確保されれば，L2 地震動に対し土工指針の性能 1 相当の盛土の沈下抑制効果，ならびに周辺地盤への変形抑制効果を期待出来ることが明らかになった．
【参考文献】1) 一社) 日本道路協会：道路土工要綱, 2012. 2) ALiCC 工法研究会：ALiCC 工法マニュアル, 2015. 3)橋本聖，林宏親：地盤工学会北海道支部技術報告集第 62 号，pp.388-397，2022.4) 常田賢一，小田和弘，中平明憲：道路機能に基づく道路盛土の経済的な耐震強化・補修技術に関する研究開発，道路新技術会議道路政策の質の向上に資する技術研究開発報告レポート，No.17-4，2008.