複合型地盤改良における盛土の耐震性能に関する解析的検討
○橋本

聖 1・林

宏親 1

1 国立研究開発法人土木研究所

1.

寒地土木研究所

はじめにセメント等で改良した地盤上の盛土安定検討は，一般的に常時のみで地震時の検討は実施されない．この理由として，

軟弱地盤上の盛土は，地震により致命的な被害を被った事例が稀であることが背景にある 1) ．一方，土工構造物技術基準
2)（以降，技術基準）で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）およびこれらを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）を満足すべきとある．将来的には，改良された軟弱地盤上盛土の安定性の検討は，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，評価する性能照査型へ移行する可能性がある．
本報は，浅層改良体と深層改良体を併用した複合型地盤改良によって，浅層改良体厚さと浅層改良体の曲げ引張り破壊（以降，曲げ破壊）の安全率の違いが，各地震動に対して盛土や浅層改良体の安定性に及ぼす影響を把握することを目的とし，過去に実施した動的遠心実験の再現解析モデルのうち，浅層改良体厚さと強度をパラメトリックに変化させた動的有効応力解析結果と動的遠心力載荷模型実験（以降，動的遠心実験）を比較，検討した結果である．
2.

複合型地盤改良とは
土木研究所では低改良率地盤改良を効率的かつ効果的に設計する手法として，

低改良率セメントコラム工法（Arch action low improvement ratio cement column，以降，ALiCC 工法）3) を開発した．ALiCC 工法は盛土材のアーチ効果を考慮し，深層改良体を盛土直下に全面的に配置することによって，軟弱地盤の圧密沈下の低減を図る工法で，基本的には深層改良体のみの改良形式であるが，不同沈下対策として浅層改良体やジオテキスタイルを併用する形式のものが複合型地盤改良である（図-1）．従来の固結工法の設計方法と比較して改良率を小さくすることで，図-1 複合型地盤改良の断面

低コスト化を図ることを主眼としている．
3.

既往の研究成果および課題
筆者らは，複合型地盤改良の浅層改良体厚さや強度の違い

が盛土の耐震性能に及ぼす影響を把握するため動的遠心実験を実施した 4)．動的遠心実験の結果は技術基準の性能評価
基準 2)と地震による盛土の状態や段差量など，具体的な閾値b)a)が明示された既往の研究成果 5)と関連付けて考察した．

亀裂

写真-1 は動的遠心実験の加振後の盛土および改良体の状況である．動的遠心実験は ALiCC 工法として採用実績が多い低盛土高 He=3m，浅層改良体厚さ Hse=1m，1.5m，2.0m，改良率 ap は ALiCC 工法で一般的に検討されるより低改良率である ap=7.0%とした．

d)c)

写真-1a),b)は He=3m，ap=7.0%，Hse=1m で，ALiCC 工法
マニュアル（以降，マニュアル）における浅層改良体の曲げ

写真-1 複合型地盤改良の動的遠心実験結果

破壊安全率 Fs_be=1.0 未満（0.45）の設計で L2 地震動を加振した状況である．盛土天端および法面の法線方向に大きな亀裂が生じたほか，浅層改良体には曲げ破壊とパンチングが生じた．写真-1c),d)は He=3m，ap=7.0%，Hse=1.5m で，同じく
Fs_be=1.0 以上（1.3）のケースである．浅層改良体の一部に亀裂が確認されたが，盛土天端には亀裂等は確認されず形状が保持された．以上より，複合型地盤改良上盛土の耐震性能は上記の設計条件下ではあるが，浅層改良体の Fs_be=1.0 以上
では，既往の研究成果 5)を踏まえ，土工構造物としての健全性を損なわない耐震性能 1 を有すると判断した．一方，動的遠心実験では，同一の Hse に対する強度，すなわち Fs_be をパラメータとして変化させた検討が少なく，実務上有効な盛土の耐震性能に資する Hse や Fs_be の関係を把握することは有益と考えられる．そこで，過去に実施した動的遠心実験の再現
解析モデルのうち，Hse と Fs_be をパラメトリックに変化させた動的有効応力解析と動的遠心実験の結果を比較，検討した．
A stability analysis during earthquake by using composite ground improvement, Hijiri Hashimoto1 and Hirochika Hayashi1 (1Civil
Engineering Research Institute for Cold Region, Public Works Research Institute)

4.

動的解析による動的遠心実験の再現解析

4.1 未改良地盤に対する再現解析
本章における動的遠心実験の再現解析は，汎用的に用いられている 2 次元動的有効応力解析（LIQCA2017 6)，以降，動的解析）で実施した．境界条件は動的遠心実験と同様に，底面が水平・鉛直方向ともに固定，側面は水平方向のみ固定とした．水理境界は地表面，底面，側面を排水条件とした．

図-2 未改良地盤の動的遠心実験ケース

図-2 は過去に実施した未改良地盤の動的遠心実験ケース，図3 はこの動的遠心実験を解析モデル化したものである．動的遠心盛土【弾完全塑性モデル】

実験の詳細な諸元は既往文献 4)を参照されたい．解析モデルの地
粘土（北広島産粘土）【繰返し弾粘塑性モデル】

盤は 4 層で構成しているが，最下層が基盤（砂質土），その他の 3層は粘土であり，いずれも拘束圧は 50kPa を一定条件とした．入基盤（東北硅砂5号）【弾性モデル】

力加速度波形は図-4 に示す動的遠心実験と同一とし，動的解析は

図-3 未改良地盤の解析モデル

解析時間増分を 0.001 秒とし 40 秒間実施した．
盛土のモデルは「弾完全塑性モデル」とし，圧密排水三軸圧縮
入力加速度(gal)600

試験（CD）により，せん断抵抗角φd，粘着力 cd を設定した．盛土の Rayleigh 減衰は剛性比例減衰係数 α1 をパラメータとした感度分析より α1=0.007 とした．

400
200
0
-200
-400

粘土のモデルは「繰返し弾粘塑性モデル」とし，Rayleigh 減衰

-600
0

5

10

15
20
換算時間(s)は同じく剛性比例減衰係数 α1=0.001 とした．
「繰返し弾粘塑性モデル」は図-5 b)～d)に示す要素シミュレーションにより, 繰返し

2530

図-4 入力地震動の波形

非排水三軸試験（液状化試験）の結果で得られる液状化曲線，時刻歴，応力履歴の傾向を概ね再現できるパラメータとして設定した．具体的には動的遠心実験の加振回数が 40 回であることを踏まえ，繰返し非排水三軸試験の片振幅 DA=5%（片振幅ひずみ 2.5％）の繰返し載荷回数 40 回（Nc=40）に相当す
る繰返し応力振幅比 σd/2σ0 の履歴を再現することを目標とした（図-5 a)）．
要素シミュレーションの結果，特に有効平均主応力 σ0’と軸差応力 σd の関係が完全には一致しない（図-5 d)）が，動的遠心実験のステップ数と有効応力減少比の関係，
軸ひずみ εa と σd の関係が整合するようフィッティングさせることで，
1.0
DA=1%
DA=2%
DA=5%
DA=10%
過剰間隙水圧比95%
要素シミュレーション（LIQCA）

繰返し応力振幅比 σd/2σ'0

0.40

0.8

有効応力減少比

0.50

b)

0.6
0.4

実験
解析

0.2
0.0
0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

ステップ数

軸差応力 σdd（kN/m22）

0.30
RL40=0.265

40
40

c)

20
20
00

実験
実験

-20
-20

0.20

解析
解析

-40
-40
-10
-10

-8
-8

-6
-6

-4

-2

0

2

4

6

8

10
10

0.10
Nc=40

0.00
0.1

1

10
100
繰返し載荷回数 Nc

a)
1000

軸差応力 σd（kN/m2）

せん断ひずみ
εa（%）
軸ひずみ
εa（%）

40

d)

20
0

実験

-20

解析

-40
0

10

20

30

40

50

60

有効平均主応力 σ0'（kN/m2）

図-5 粘土の要素シミュレーション結果（液状化強度曲線・時刻歴・応力履歴，拘束圧 50kPa）

図-6 解析における変形モード比較

図-7 動的遠心実験（無対策）の変形モード比較

35繰返し非排水三軸試験で得た DA=5%の Nc=40～σd/2σ0 の履歴を再現した．図-6 の解析結果をみると，盛土および粘性土の変形
モードは動的遠心実験結果（図-7）と調和的である．
以上より，未改良地盤の加振に伴う粘土および盛土の変形はそれぞれ「繰返し弾粘塑性モデル」と「弾完全塑性モデル」を用いることで再現可能とみなした．
図-8 改良地盤を有する動的遠心実験ケース
図-8 改良地盤を有する動的遠心実験ケース

4.2 改良地盤に対する再現解析
図-8 は過去に実施した改良地盤を有する動的遠心実験ケースである．改良地盤を有する動的遠心実験の詳細な諸元は既往
文献 4)を参照されたい．図-9 は改良地盤を有する動的遠心実験の解析モデルである．使用するプログラム，構成モデル，境界条件，Rayleigh 減衰（盛土，粘性土，基盤），地盤定数，解析モ
デルの寸法は基本的に 4.1 と同様であるが，浅層改良体と深層改良体は弾性モデルを採用した．深層改良体は盛土直下横断方

図-9 改良地盤を有する解析モデル

向に 3 列配置，改良径φ=1.0m で改良率 ap=7.0%，浅層改良体は
幅 W=9m、厚さ Hse=1.5m，改良体の剛性は材齢 5 日（加振実験時）における 3 供試体の一軸圧縮強さの平均値である．各改良
体の Rayleigh 減衰は剛性比例減衰係数をパラメータとした感度

表-1 盛土の解析定数（繰返し弾塑性モデル）
記号
e0

山砂
1.106

動による盛土の過大な加速度応答を低減させるために MPC 拘

飽和密度（g/cm3）

k
ρ sat

1.26×10-2 透水試験
1.811 (ρ s +e 0 ρ w )/(1+e 0 )湿潤密度（g/cm3）

ρt

1.605

締固め試験結果(D c=90%)束を設けた．入力加速度波形は図-4 に示す動的遠心実験と同一

初期せん断係数（kN/m2）

G0

16400

動的変形試験

とし，動的解析は解析時間増分を 0.001 秒, 40 秒間実施した．

平均有効応力（kN/m2）
無次元化初期せん断係数

σ' m

15.7

盛土の中心深度での値

G 0 /σ' m

1042
1.0

分析より α1=0.007 とし，浅層改良体上部と盛土底部には一体挙盛土のモデルは，「弾完全塑性モデル」では設定する Rayleigh
減衰によっては安定的な解析結果が得られなかったため，「繰
返し弾塑性モデル」とした．また，改良体を有する盛土のパラ
メータの妥当性を検証するため，浅層改良体上面と下面に水平

項目名
初期間隙比
透水係数（cm/s）

OCR *
M f*
水の体積弾性係数（kN/m2） K f
透水係数/単位体積重量k/γw
内部摩擦角（度）φ'2c
粘着力（kN/m ）擬似過圧密比
破壊応力比

1.172

備考
締固め試験結果(D c=90%)

一般値
内部摩擦角φ' =35.4度

2.0×106 水の性質
1.28×10-5
35.4 CU-bar試験
3.09 CU-bar試験
0.0140 既往の当方圧密試験結果
0.0055 既往の当方圧密試験結果
0.952 CU-bar試験
7000 要素シミュレーション

方向を拘束したジョイント要素（Rayleigh 減衰は α1=0.003）を

圧縮指数
膨潤指数
変相応力比

設けた（図-9）．表-1 は「繰返し弾塑性モデル」のパラメータ

λ
κ
M m*

硬化関数中のパラメータ

B 0*

硬化関数中のパラメータ

B 1*
Cf

140

要素シミュレーション

0.0

D*
n
Cd

2.5
1.5
2000

要素シミュレーション
要素シミュレーション
要素シミュレーション
要素シミュレーション

規準ひずみ（塑性剛性）

γ ref P*

0.003

要素シミュレーション、液状化解析の際は1000を入力

規準ひずみ（弾性剛性）

γ ref E*

0.04

要素シミュレーション、液状化解析の際は1000を入力

である．硬化関数中のパラメータ B0＊，B1＊，Cf，ダイレイタン
シー係数 D＊・n，異方性消失パラメータ Cd，規準ひずみ（塑性剛性）γrefP＊，規準ひずみ（弾性係数）γrefE＊は液状化試験結果を基に決定した．なお，規準ひずみ（塑性剛性）γrefP＊，規準ひず

a)

硬化関数中のパラメータ
ダイレイタンシー係数
ダイレイタンシー係数
異方性消失のパラメータb)

図-10 動的遠心実験と再現解析による盛土中央部の全沈下量の経時変化（150gal,500gal）a)b)

図-11 動的遠心実験（左）と動的解析（右）による盛土変形モード比較

み（弾性係数）γrefE＊は，動的解析の際は液状化しない値として 1000 を与えた．
図-10 は改良地盤を有する動的遠心実験と再現解析の150gal と 500gal 加振時における盛土中央部の全沈下量の経時変化を比較したものである．解析結果は，ジョイント要
素の Rayleigh 減衰が α1=0.003 であれば最終的な沈下量はいずれも解析値が上回ったが，動的遠心実験の 150gal 加振で

図-12 パラメトリックスタディの解析モデル

は 20 秒後，500gal 加振は 15 秒後までは調和的であった．

表-2 解析方針一覧表

図-11 a)は 500gal 加振前後における盛土および軟弱地盤の変形，
図-11 b)は動的解析の 500gal 加振後の盛土の変形を示す．
図-11 a)，b)を比較すると，動的解析結果の盛土の変形性状は動的遠心実験後の性状を捉えている．以上の結果を踏まえ，改良地盤の再現解析は

項目

内容

使用する
プログラム

■盛土：繰返し弾塑性モデル
構成モデル

4.1 の軟弱地盤条件のほか，盛土は「繰返し弾塑性モデル」，改良体
は「線形弾性体」，浅層改良体上面と下面に水平方向を拘束したジ

Rayleigh
減衰

パラメトリックスタディ
本章では，浅層改良体厚さ Hse，浅層改良体の曲げ破壊安全率 Fs_be

地盤定数をパラメトリックに変化させ，これらの組合せが 150gal，500gal 加モデルの振時の盛土や浅層改良体の安定性に及ぼす

ル，改良体と基盤は弾性モデルである．境界
条件は動的遠心実験と同様，底面が水平・鉛

備考

パラメトリックスタディの解析手法は
LIQCA20176)，構成モデルは盛土が繰返し弾
塑性モデル，粘性土は繰返し弾粘塑性モデ

直方向ともに固定，側面は水平方向のみ固定

動的遠心実験と同じ条件

側面：水平方向固定，鉛直方向自由・解析モデル全体に対して，初期剛性比例型

改良体の Rayleigh 減衰は，として，α1=hTg/π で求める．

安定的な解析結果が得られここで，h：減衰定数(減衰 1％を仮定)

るような値を設定

・室内土質試験結果，要素シミュレーション

浅層改良体の変形係数 E50

結果，一般値，文献値より設定

は，過年度の動的遠心実験

・浅層改良体の設計基準強度 quck は，ALiCCで得られた qu/E50=227.5 の工法マニュアルの曲げ破壊 Fs_be に対する安関係より，各パターンの qu

全率を 1 として設定に応じて設定・動的遠心実験モデルと同じ

浅層改良体厚さに応じて，深層改良体の長さを変更

表-3 パラメトリックスタディの検討ケース
浅層
改良体
厚さ(m)
1.0
1.0
1.0
1.5
1.5
1.5
2.0
2.0
2.0

ックスタディの解析方針を示す．

底面：水平・鉛直方向固定

寸法

影響を過去に実施した動的遠心実験結果とスタディの解析モデル，表-2 はパラメトリ■改良体：弾性モデル

Tg：地盤の固有周期(秒)5.1 基本条件およびパラメータ設定

合わせて評価する．図-12 はパラメトリック■粘性土：繰返し弾粘塑性モデル■基盤：弾性モデル

境界条件

ョイント要素（Rayleigh 減衰は α1=0.003）が妥当であるとみなした.
5.

備考

LIQCA2017(2 次元解析)

ALiCC工法の設計
設計基準強度破壊形態
q uck(kN/m2)
824.3
曲げ破壊
824.3
曲げ破壊
824.3
曲げ破壊
366.3
曲げ破壊
366.3
曲げ破壊
366.3
曲げ破壊
206.1
曲げ破壊
206.1
曲げ破壊
206.1
曲げ破壊

想定強度
安全率
一軸圧縮強さ
変形係数
F s_beq u(kN/m2)
E 50(MN/m2)
0.5
412.2
93.8
1.3
1071.6243.8
2.5
2060.8
468.8
0.5
183.2
41.7
1.3
471.7
107.3
2.5
915.8
208.3
0.4
82.4
18.8
1.3
267.9
60.9
2.5
515.3
117.2

設計基準強度q uckはALiCC工法 任意にマニュアルの曲げ破壊に対する 設定した
安全率
安全率F s_beを1として設定

安全率毎の一軸圧縮強度を設定
q u =q uck×F s_be
変形係数E50は一軸試験結果の弾性モデルのパラメータ
ポアソン
Lameの定数 (kN/m2)
比ν
λ
μ
0.2
2.60×104
3.91×104
4
0.2
6.77×10
1.02×104
0.2
1.30×105 1.95×105
0.2
1.16×104
1.74×104
0.2
2.98×104
4.47×104
0.2
5.79×104
8.68×105
0.2
5.21×103
7.81×103
0.2
1.69×104
2.54×104
0.2
3.26×104
4.88×104
一般値

E 50とν の関係から算定

入力加速度
（gal）
150, 500
150, 500
150, 500
150, 500
150, 500
150, 500
150, 500
150, 500
150, 500
動的遠心実験
と同じ

E 50/q u5=227.5から設定とした．水理境界は地表面，底面，側面を排水条件とした．地盤定数は室内土質試験，要素シミュレーションの結果，一般値や文献値を元に設定した．また，浅層改良体厚さに応じて，深層改良体の長さを変更した．
表-3 はパラメトリックスタディの検討ケースを示す．パラメトリックスタディは浅層改良厚さ Hse を 3 パターン
（Hse=1.0m，1.5m，2.0m），マニュアルで算出した曲げ破壊に対する安全率 Fs_be が 3 パターン（Fs_be=0.5，1.3，2.5）の計
9 パターンに対して，150gal，500gal 加振時の盛土天端中央部の全沈下量（以降，全沈下量とする）を解析的に算出した．
各浅層改良体厚さ（Hse=1.0m，1.5m，2.0m）の設計基準強度 quck は Fs_be=1 として，マニュアルの曲げ破壊照査に従って設定した．各パターンで想定する一軸圧縮強さ qu は，各浅層改良体厚さの quck に任意に設定した安全率 Fs_be を乗じて決定した．改良体の剛性（変形係数 E50）は，過年度の動的遠心実験で得られた一軸圧縮強さ qu5 と変形係数 E50 の関係（E50/qu5=227.5）より設定した．ポアソン比 ν はセメント改良土の一般値である 0.2，Lame の定数 λ，μ は各パターンの E50と ν の関係から算定した．
5.2 解析結果および考察
表-4 は 150gal 加振後，表-5 は 500gal 加振後における残留鉛直変位分布図と盛土天端中央部の全沈下量の一覧である．
表-4，5 をみると，150gal 加振後，500gal 加振後の全沈下量は浅層改良体が厚く，かつ Fs_be が大きくなるほど抑制されている．各パターンの全沈下量の差は Fs_be の大小問わず小さいが，Fs_be=1.3 より小さいとその差が大きくなる傾向にある．
Hse=1.5m，Fs_be=1.3，500gal 加振の解析パターンの結果をみると，一部，盛土法尻付近にはらみ出しが見られるが，Hse=1.5m，Fs_be=1.3，500gal に相当する動的遠心実験結果（写真-1 c)）と加振後の盛土全体の形状は調和的である．ただし，写真-1 d)に示すとおり，浅層改良体の一部に亀裂が見られる．これは，実験土槽が加振前の遠心重力場（50G）に到達した段階で既に生じたものであり，加振後にはこの亀裂が進展していないことを確認している．加振後の深層改良体は座屈や傾斜は確認されておらず，鉛直性が保持されていた．

表-4 残留鉛直変位分布図と盛土天端中央部の全沈下量の一覧（150gal 加振後）

表-5 残留鉛直変位分布図と沈下量の一覧（500gal 加振後）

これらの結果を踏まえると，Fs_be=1.3 以上の解析パターンの結果は，加振による全沈下量はほぼ盛土によるもので，盛土天端等に亀裂が生じない状態で盛土全体の形状が保持されると推定される．
一方，Hse=1.0m，Fs_be=0.5，500gal の解析パターンの結果では，盛土法肩に 10cm 程度の変形が生じる解析結果を得たが，Hse=1.0m，Fs_be=0.5，500gal に相当する動的遠心実験結果（写真-1 a)と大きな相違は無い．しかしながら，写真-1 b)
をみると，浅層改良体にはパンチングや曲げ破壊的な亀裂が複数発生し，浅層改良体全体が沈下しているが，解析結果に
は沈下はほとんど生じていない．解析結果と動的遠心実験結果が大きく乖離した要因は，動的遠心実験では浅層改良体の亀裂の開口が増大し，浅層改良体自身の沈下が進行したと思われるが，解析では浅層改良体を線形弾性モデルで再現をしているため，このような浅層改良体の亀裂の進展を再現出来ず，盛土の変形のみで収束したためと考えられる．
図-13 は Fs_be=1.3，500gal 加振時における盛土天端の応答加速度の時系列を示す．図をみると，盛土天端の応答加速度は同じ Fs_be では Hse の厚さの違いによる差異は認められないことがわかる．そこで，浅層改良体に加速度の時系列の累乗を加速度時刻歴で積分することで算出される加速度パワーで評価をした．加速度パワーの算定式を(1)式に示す．加速度
パワーは入力地震動の大きさだけなく，加速度の波形や継続時間（加速度時刻歴）が盛土に及ぼす影響の大小を考察する指標として用いられている．
TIE =x(t)2 dt0(1)

ここに，IE：加速度パワー(m2/s3)，x(t)：加速度波形(m/s2)，T：加速度時刻歴の時間(s)である．
図-14 は代表的な加速度パワー（Fs_be=1.3，500gal）である．加速度パワーの関係から，浅層改良体厚さが厚いほど盛土の加速度パワーが抑制されている．従って，加速度パワーが抑制されることは，盛土に与える累積エネルギーが少ないと判断され，盛土の全沈下量低減の要因の一つと考えられる．図-15 は盛土天端中央部の全沈下量と Fs_be の関係を示す．

応答加速度(gal)

-500
-250
0
250

Fs=1.3 1.0m
Fs=1.3 1.5m
Fs=1.3 2.0m

500
0

10

時間(s)

20

30

図-13 盛土天端中央部の応答加速度の比較

図-14 加速度パワー
4040H=3m, t=1.0m(実験)
H=3m, t=1.5m(実験)
H=3m, t=2.0m(実験)
H=3m, t=1.0m(解析)H=3m, t=1.5m(解析)H=3m, t=2.0m(解析)H=3m, t=1.0m(実験)a)30

盛土天端中央部の全沈下量(cm)

盛土天端中央部の全沈下量(cm)H=3m, t=2.0m(実験)
H=3m, t=1.0m(解析結果)〇 実験

H=3m, t=1.5m(解析結果)△ 解析

H=3m, t=2.0m(解析結果)

20

150gal 加振

10

b)

30

〇

実験

△

解析

20

500gal 加振

10

0

0
0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

浅層改良体の曲げ破壊に対する安全率Fs_be

0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

浅層改良体の曲げ破壊に対する安全率Fs_be

図-15 盛土天端中央部の全沈下量と浅層改良体の曲げ破壊安全率の関係
図-15 a)は 150gal 加振後，図-15 b)は 500gal 加振後の結果である．図中の○と●のシンボルは動的遠心実験の結果で実線は近似線，△と▲は動的解析の結果で破線は同じく近似線である．Fs_be=1.3 以上の解析結果は 150gal 加振，500gal 加
振ともに動的遠心実験結果を若干上回る傾向にあるが，概ね合致している.その反面，Fs_be=1.0 未満であれば前項で述べたとおり，解析では浅層改良体の沈下を再現出来ないため，解析の全沈下量は動的遠心実験のそれより小さい．
解析結果は Fs_be=1.3 以上が動的遠心実験結果と調和的であることに加え，図-14 に示すとおり，浅層改良体厚さが厚いほど加速度パワーは低減すること，浅層改良体の機械撹拌による現実的な強度設定 quck=1MPa の施工が困難であることを考慮すると， He=3m，ap=7.0%の限定条件ではあるが，マニュアルの Fs_be=1.3 以上でかつ Hse=1.5m 以上であれば，地震動レベルを問わず，盛土の耐震性能 1 を有する浅層改良体の損傷を許容した実務的な強度設定が可能であると考える．
6. まとめ
本報では，浅層改良体と深層改良体を組み合わせた複合型地盤改良の浅層改良体厚さおよび浅層改良体の曲げ引張り
破壊に対する安全率の違いが，各地震動に対して盛土や浅層改良体の安定性に及ぼす影響を把握する目的で，以前に実施した動的遠心力載荷模型実験と今回，動的遠心実験の浅層改良体厚さと強度をパラメトリックに変化させた動的有効応
力解析を比較，検討した．検討した結果は下記のとおりである．
・

動的有効応力解析によるパラメトリックスタディの結果，浅層改良体の静的な曲げ破壊に対する安全率 Fs_be=1.3以上であれば，盛土高 He=3m，浅層改良体厚さ Hse=1.0m，1.5m，2.0m，深層改良体の改良率 ap=7.0%という限定された条件ではあるが，盛土天端中央部の全沈下量は動的遠心力載荷実験と概ね一致した．

・

浅層改良体厚さが厚いほど応答加速度は低減すること，浅層改良体の機械撹拌による現実的な強度設定 quck=1MPaの施工は困難であることを考慮すると，He=3m，ap=7.0%の限定条件ではあるが，マニュアルの Fs_be=1.3 以上でかつ Hse=1.5m 以上であれば，地震動レベルを問わず，盛土の耐震性能 1 を有する浅層改良体の損傷を許容した実務的な強度設定が可能であると考える．

【参考文献】
1)(社) 日本道路協会：道路土工－軟弱地盤対策工指針,pp.104-105，2012. 2)道路土工構造物技術基準：国都街115号，国道企第54号

国土交通省都市局長・国土交通省道路局長，2015. 3) ALiCC工法研究会：ALiCC工法マニュアル, 2015. 4) 橋本聖，近藤益夫, 畠山乃,
宮武裕昭，林宏親：複合型地盤改良による盛土の変形抑制および改良体の健全性に関する動的遠心力載荷模型実験, 第14回地盤改良シンポジウム（3-3）, 2020. 5) 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.. 6) (一社) LIQCA 液状化地盤研究所:
LIQCA2017マニュアル, 2017.