こ う えい フ ォ ー ラ ム第 24 号 / 2016.3

拘束効果を考慮した地盤改良による盛土の液状化対策工法の開発
DEVELOPMENT OF A NEW LIQUEFACTION COUNTERMEASURE FOR EMBANKMENT BYGROUND IMPROVEMENT CONSIDERING CONSTRAINT EFFECT
スレン ソッキアン * ・ 大河内 保彦 ** ・ 小林 浩二 * ・ 三木 博史 *** ・ 牧野 昌巳 ****
Sokkheang SRENG, Yasuhiko OKOCHI, Koji KOBAYASHI, Hiroshi MIKI and Masami MAKINOThis paper presents the results of a series of centrifugal model tests using a new liquefaction
countermeasure for embankment foundation and their numerical simulations. In order to investigate
the basic behavior of embankment during liquefaction with and without countermeasure,
three cases of centrifuge model tests were conducted in 70g of centrifugal acceleration. A newly
developed countermeasure which considers the constraint effect and conventional TOFT method
were adopted in the experiment. Numerical simulations using fully coupled effective stress 3D
FEM were carried out to evaluate the experimental results and applicability of the analysis
program to solve the practical problem. It is found that the analysis results showed reasonableagreement with the results of experiments; therefore it is suggested that the analysis method has
potential applicability to practical design.

Keywords : dynamic centrifuge model test, embankment, liquefaction, countermeasure,effective stress 3D FEM

こ こ で は、 半 断 面 モ デ ル に お け る 境 界 の 影 響 を 避 け る た

1． はじめに

めに、 全断面モデルの遠心模型実験の 3 ケース （無対策、信頼性の高い液状化対策工法の一つとして、 わが国では、CGI 工 法 お よ び TOFT 工 法 ） を 実 施 し、 CGI 工 法 の 有 効

格子状地盤改良工法 （TOFT） が採用されてきた。 この工法性を確認する。 さらに、 実験結果を評価し、 プログラムの実

では、 格子状の壁の改良体が地中に構築され、 通常液状化

務への適用性の検討についても完全二相系の動的有効応力

層すべての深度まで改良される。

3DFEM を実施した。

格 子 の 間 隔 に 関 し て は、 格 子 内 の 未 改 良 部 の 過 剰 間 隙
水圧を有効に抑制するために、 従来設計では液状化層厚の1/2 ～ 1/3 とすることが提案されている 1）。 結果として改良率
は 50% 前後となる。 しかしながら、 地盤の変形抑制が主要な

2． 遠心力模型実験（1） 実験装置

によって確認された、遠心力模型実験は 70G 場で実施した。 本研究に用いた遠改良体による未改良地盤の拘束効果を考慮することによって、心力装置は日本工営 （株） の自社製であり、 有効半径 2.6m

目的であれば、 静的なケースで三木ら

2）より大きな格子間隔を採用できる可能性がある。
この拘束効果を考慮する新しい地盤改良工法は CGI 工法とのビーム型装置である （図－ 1）。 図－ 2 は模型地盤に地震波形を与えるための加振装置である。 加振装置の仕様は表－ 1

呼ばれており、 これを用いることによって、 より大きな格子間隔のみならず、 下部に未改良部を残すことも可能である。 結果として、 対策工法のコストは大幅に縮減可能となる。
CGI 工法を用いた液状化対策工法の一連の遠心模型実験（半断面モデル） と三次元動的有効応力解析が Sreng ら 3）によって実施されている。 従来の TOFT 工法と CGI 工法を比較すると、 CGI 工法がより大きな格子間隔でありながら、 変形と過剰間隙水圧を有効に抑制できることが確認された。

*
技術本部 中央研究所 総合技術開発部**
株式会社NOM*** 株式会社三木地盤環境工学研究所**** 株式会社加藤建設

図－ 1 遠心力模型実験
7

拘束効果を考慮した地盤改良による盛土の液状化対策工法の開発に示すとおりである。 加振実験の目標入力波形は 30 波の正1/70 model

弦波、 周波数 2Hz、 最大加速度 350gal 程度である。

Embankment
ρt=1.9g/cm3（2） 模型地盤作製と計測
490

模型実験に用いた材料は豊浦砂と硅砂 3 号である。 材料の用い、 硅砂 3 号は基礎の作製に用いた。

Disp2
ACC11
ACC10
8
.
64.3(4.5m)
1
312.9
1:
ACC3 PPT4
ACC2 PPT3
ACC1 PPT2150

Silica sand #3 Dr=95% ACC13

TOFT 工法） の 3 ケースを実施した。 CGI 工法とは本研究が提案している新しい格子状地盤改良工法である。

20

実 験 ケ ー ス は 表 － 3 に 示 す 無 対 策 と 対 策 （CGI 工 法、

312.9
14.3
28.6
42.9
42.9

142.9

主な特性は表－ 2 に示すとおりである。 豊浦砂は液状化層にPore pressure meter
Accelerometer
Laser disp. gauge

142.9
(10m)
Disp3

374.3
1000
Elevation

Unit:mmPlan

Unit:mm

図－ 3 は模型実験の概要 （模型寸法） を示したものである。
200

Toyoura sand
Dr=60%

D 無対策 &DVH 

図－ 2 加振台
表－ 1 加振性能
項目
加振制御システム
最大遠心力加速度
最大加振加速度
最大搭載模型重量
最大振幅
周波数
最大速度

仕様
電気油圧サーボ制御方式
100 G
25 G （1/30 model 818gal）
250kg± 3.0mm
10 －400Hz
40 cm/sE &*, 工法 &DVH 

表－ 2 実験材料の物理特性

142.9

㻞㻤㻚㻡
㻡㻣

㻜
㻞㻜㻜

Toyoura sand
Dr=60%

Unit:mm㻝㻣㻝㻚㻠㻟

㻝㻣㻝㻚㻠㻟
㻞㻤㻚㻚㻡㻡㻣

8

液状化対策工法
無対策
CGI 工法TOFT 工法

374.3
1000
Elevation

㻞㻜㻜

Case
Case 1Case 2
Case 3150

Silica sand #3 Dr=95%
ACC13

200

表－ 3 実験ケース （70G）

硅砂 3 号
2
1.46
1.47
0.975
1.490
1.673
2.636

142.9
Embankment (10m)Disp3
ρt=1.9g/cm3
Disp2
ACC10
ACC11
14.3
.8
64.3(4.5m)
312.9
1:1
14.3
ACC3 PPT4
28.6
42.9
ACC2 PPT3
42.9
ACC1 PPT2
20

豊浦砂
0.425
0.169
1.44
0.974
1.343
1.649
2.641

490

物理特性
最大粒径 , D max （mm）
50% 粒径 , D 50 （mm）
均等係数, U c
曲率係数 , U c’
最小乾燥密度 , dmin （g/cm3）
最大乾燥密度 , dmax （g/cm3）
土粒子の密度 , s （g/cm3）

Pore pressure meter
Accelerometer
Laser disp. gauge

1/70 model

㻝㻠㻚㻟㻟

㻝㻠㻚㻟㻟

Stabilized body14.3(1m)

Plan

F 72)7 工法 &DVH 
図－ 3 模型地盤 （全断面）

Unit:mmこ う えい フ ォ ー ラ ム第 24 号 / 2016.3

液状化層は実物換算で 10m である。 改良体は豊浦砂とセメン

土 天 端、 盛 土 法 肩 の 応 答 加 速 度 の 時 系 列 デ ー タ を 比 較 しトを混合した後、 格子状地盤改良の型枠に入れて作製した。 改たものである。 基盤の最大応答加速度 （図－ 5 （a）） は約

良体の目標強度は一軸圧縮強度 （qu） が 1000kN/m とした。

400gal であったが、 Case3 がやや小さめである。

2

改良率 （改良体の面積／盛土の面積） は平面で CGI 工法が盛土天端および盛土法肩の応答加速度は Case1 の値より、33%、 TOFT 工法が 45% である。 TOFT 工法では G.L. －10m対策工法を施した Case2、 3 が大きくなっている。 これは、 対まで、 CGI 工法では G.L. －8m までの改良となるため、 改良体策により、 液状化による地盤の軟弱化が抑制されているためと数量の比較では、 TOFT 工法が CGI 工法の約 1.7 倍となる。

考えられる。 特に Case3 の TOFT 工法における法肩の加速

模型地盤は 1000 × 490 × 200mm の剛土槽を用いて作

度は、 Case2 よりも格段に大きい。 これは、 Case2 が、 改良製した。 模型地盤の作製手順は次のとおりである。 ①硅砂 3

体下部に未改良層を残してあるため、 ここが液状化した結果、号を用いて、 相対密度 95% で基礎地盤を作製する。 ②型枠

免震層的な役割を果たしたと考えられる。

から改良体を取り出し、 基礎地盤の上に設置する （図－ 4）。

図－ 6 （a） ～ （c） は両実験ケースから得られた砂地盤内③豊浦砂を用いて、 空中落下法で相対密度 60% になるようにの応答加速度を比較したものである。 Case2 の地盤の応答加液状化層を作製する。 正方形格子状の改良体は所定の地盤速度は Case1 より大きくなるが、 Case3 では、 やや抑制され深さに設置した。 改良体の形式や仕様の詳細については大河ている。 地盤加速度に関しては、 剛土槽による境界と、 改良

内らの文献

4）

が詳しいので参照されたい。

部との相互作用的な影響がある可能性もある。 また、 初期継

盛土は豊浦砂 80% とカオリン 20% （重量比） の配合材料を用いて、 盛土作製用の型枠に乾燥密度 1.9g/cm になるように3作製した後、 冷凍した。 模型地盤は真空層内でシリコンオイル

続時間帯で Case1 と Case2 の加速度が大きくなったのは無対策と Case2 は改良体が非着低であるためと考えられる。
図－ 7 は発生過剰間隙水圧と経過時間の関係を比較したも（70mm /s の粘性係数） を用いて飽和した。 初期水位は地表のである。 対策ケース （Case2、 3） の過剰間隙水圧は改良面より換算水位で 1m 低いところに設定した （図－ 3 参照）。

体により過剰間隙水圧の発生が抑制されることにより、 無対策

2

ケース （Case1） よりやや小さくなっている。 ただし、 CGI 工（3） 実験結果

法では G.L. －8m までしか改良体がないため、 この深度での1） 応答加速度、 過剰間隙水圧および鉛直変位

過剰間隙水圧抑制効果は TOFT 工法より少ない。

図－ 5 （a） ～ （c） は両実験ケースから得られた基盤、 盛

図－ 8 は盛土天端、 盛土法肩および地表面の鉛直変位とD 液状化作製前

E 液状化層作製後
図－ 4 改良体の設置例 （Case2、 CGI 工法）

図－ 5 基盤および盛土の応答加速度9拘束効果を考慮した地盤改良による盛土の液状化対策工法の開発
経過時間の関係を比較したものである。 図－ 8 （a） に示すとおり、 Case2 （CGI 工 法 ） と Case3 （TOFT 工 法 ） の盛土の鉛直変位は Case1 （無対策） より小さい。
また、 砂地盤の鉛直変位 （図－ 8 （c）） では加振時の盛土 載 荷 に よ る Case1 の 地 表 面 の 隆 起 現 象 が 生 じ た も の の、
Case2 と Case3 の最終鉛直変位はほぼ隆起しない結果となった。 これらの結果から対策法による液状化対策の効果が確認された。
2） 加振前後の地盤と盛土の変形
図－ 9 （a） ～ （c） に加振前後の変形画像を用いてスケッチした図を示す。 対策ケースの変形は、 Case1 （無対策） と比較して、 盛土天端中央、 法肩ならびに盛土周辺地表面の鉛直変位が抑制されており、 天端の沈下は、 Case3 が Case2 より小さいことが見て取れるが、 Case3 では盛土中心部の未改良層に、 大規模な滑落が生じており、 実スケールで 10cm を超えると思われる空隙が出現している。 これは、 最終的には盛土天端の沈下につながると考えられる。 この現象を見ると、 盛土天端や法肩の測定沈下量は TOFT 工法がもっとも抑制されているものの、 盛土体内部に損傷などが起きる可能性が示唆された。
3） 加振後の地表面の鉛直変位分布
加振実験後の地表面の鉛直変位分布を、 実験前後 （1G場）に土槽上に設置されたレーザー変位計を用いて計測した。 これによって、 より詳細な対策工法による変形抑制効果が測定さ

図－ 7 盛土下の基礎地盤層の過剰間隙水圧れたが、 この結果については、 後述の数値シミュレーションとの比較で示す。

図－ 6 液状化層の応答加速度10

図－ 8 鉛直変位

こ う えい フ ォ ー ラ ム第 24 号 / 2016.3

表－ 4 解析ケース
Case: Before shaking test
: After shaking test

0
Scale

5

液状化対策

シミュレートした遠心実験

無対策

Case 1Case A-1
Case A-2

CGI 工法Case 2

Case A-3

TOFT 工法

Case 310m

D &DVH無対策D 無対策 節点数、要素数 : Before shaking test
: After shaking test

crack
Stabilized body
0
Scale

5

10m

E &*, 工法 節点数要素数 E &DVH&*, 工法: Before shaking test
: After shaking test

F 72)7 工法 節点数要素数 
崩落部分
Stabilized body
0
Scale

5

crack

図－ 10 有限要素メッシュ図

Stabilized body

表－ 5 構成モデル

10m

材料

構成モデル

盛土
F &DVH72)7 工法

Mohr-coulomb

豊浦砂 （乾燥）

Mohr-coulomb

図－ 9 盛土および基礎地盤の変形状況

豊浦砂 （飽和）繰返し弾塑性 （液状化）改良体

Mohr-coulomb

珪砂 3 号

Ramberg-osgood

3． 数値シミュレーション
表－ 6 豊浦砂の入力パラメータ（1） 解析条件
実験結果をシミュレートするために、 LIQCA 5） の三次元バー
ジョンを用いた。 LIQCA は完全二相系の液状化解析 FEM

1.8 0.754

5.2
9.1
1
1324
0.77
× 10-3 × 10-4
× 10-3

1.12

2
× 106

である。 実施した解析ケースを表－ 4 に示した。
使用した有限要素メッシュを図－ 10 に示す。 要素は、 積分

4089 54.5

0.0

2000

1.0

0.6

5.1

0.002 0.012

点 1 の 8 節点立体要素を用いている。 対称性を利用して、 半分をモデル化した。
各材料に使用した構成モデルを表－ 5 にまとめて示す。

ては、 岡らの文献 5） を参照されたい。
他の材料に用いるパラメータは、 既往の設計で用いられる一繰返し弾塑性モデルの入力パラメータは、 LIQCA に付属

般的な値と仮定した。 改良体はセメントで固化されているため、の室内試験シミュレーションユーティリティーで決定した。 使用

c 材でモデル化した。 現在のところ、 LIQCA3D では、 大きなした入力パラメータを表－ 6 に示す。 パラメータの詳細につい

粘着力の材料の引っ張り強度を規定できないため、 一般的に、
11

拘束効果を考慮した地盤改良による盛土の液状化対策工法の開発
圧縮強度の 10 ～ 20% の強度と言われる改良体の引張強度

変位は過小評価している。 Case3 に関しては、 盛土天端中央を過大評価する可能性がある。 このような状況を考慮すると、においては、 やや過小評価であるが、 法肩においてはかなり引張強度が小さい場合は、 より改良体が変形しやすくなること

安全側のシミュレーションとなる。

を表現するために、 改良体の粘着力を q u の 1/4 と仮定した。

ただし、 実験での滑落が最終的な盛土の変形に及ぼす影響が明らかでないため、 実験におけるような不連続な変形が生（2） 解析結果

じなかったと仮定した場合は、 より鉛直変位が大きくなる可能

鉛直変位でコンタリングした変形図を図－ 11 に示す。 対策
ケースでは、 明らかに変形が抑制されている。 対策ケースでは、 1 点積分要素が原因と思われるアワグラスモードが多数

性が高く、 法肩での沈下も必ずしも安全側とは言えない可能性もある。
盛土中心下液状化層中心部の過剰間隙水圧の比較を図－15 に示す。 実験における過剰間隙水圧のピーク値は FEM よの要素で生じていることに注意が必要である。
最終鉛直変位分布の実験と解析の比較を図－ 12 に示す。

りかなり大きいが、 加振中の平均値（約 10 秒）は約 60 kN/m 2

Case 1 （無対策） に関しては、 FEM によってかなり良くシミュ前後である。 FEM の結果は約 55kN/m 2 のため、 加振中のレートされている。 しかしながら、 対策工法の効果は多少過大

過剰間隙水圧の平均値は類似している。

評価となっており、 改良体の粘着力を q u の 1/4 としても、 まだ

盛土天端中心における加速度の比較を図－ 16 に示す。 液

引張強度が小さいことによる変形しやすさを表現できていない

状化後の急激な応答加速度の低下傾向は似ているが、 絶対可能性がある。

値に関しては、 FEM がかなり過大評価している。

鉛直変位～時間関係に関する実験と解析の比較を図－ 13、

DISPLACEMENT
DZ (m)

図－ 14 に示す。 Case 1 については、 FEM によって、 かな
り良くシミュレートできている。 Case2 に関しては、 法肩の鉛直変位は良くシミュレートされているものの、 盛土中央での鉛直【実験結果】
DISPLACEMENT
DZ (m)
0.500
0.384
0.227
0.091
­0.046­0.182­0.318­0.455­0.591­0.727­0.864­1.000DISPLACEMENT
DZ (m)【解析結果】 D &DVH の比較DISPLACEMENT
DZ (m)

D 無対策DISPLACEMENT
DZ (m)
0.500
0.384
0.227
0.091
­0.046­0.182­0.318­0.455­0.591­0.727­0.864­1.000【実験結果】

DISPLACEMENT
DZ (m)【解析結果】
 E &DVH&*, 工法の比較
DISPLACEMENT
DZ (m)

E &*, 工法
DISPLACEMENT
DZ (m)
0.500
0.384
0.227
0.091
­0.046­0.182­0.318­0.455­0.591­0.727­0.864­1.000F 72)7 工法
図－ 11 変形図

【実験結果】

【解析結果】
 F &DVH72)7 工法の比較

図－ 12 最終鉛直変位分布の実験と解析の比較


12

DISPLACEMENT
DZ (m)

こ う えい フ ォ ー ラ ム第 24 号 / 2016.3



㻢㻜㻜
㻢㻜㻜
㻢㻜㻜

盛土天端中央応答加速度(gal)
応答加速度(gal)Case 1Case 2
Case 30

CaseA­1
CaseA­2
CaseA­3

20
経過時間 (s)40

応答加速度(gal)
応答加速度(gal)
応答加速度(gal)40

図－ 14 鉛直変位～時間関係 （Disp4）（Case ： 実験、 CaseA ： 解析）

過剰間隙水圧(kN/m2)

100

CH25:盛土中央下
液状化層中央部

75㻯㼍㼟㼑㻌㻝
㻯㼍㼟㼑㻌㻝
㻯㼍㼟㼑㻭㻙㻝
㻯㼍㼟㼑㻭㻙㻝

㻙㻠㻜㻜
㻙㻠㻜㻜
㻙㻠㻜㻜
㻝㻜
㻝㻜
㻝㻜
経過時間 (s)経過時間 (s)
経過時間

㻞㻜
㻞㻜

㻟㻜
㻟㻜


盛土天端中央盛土天端中央盛土天端中央

㻞㻜㻜
㻞㻜㻜
㻞㻜㻜
㻜
㻜㻜
㻙㻞㻜㻜
㻙㻞㻜㻜
㻙㻞㻜㻜
㻙㻠㻜㻜
㻙㻠㻜㻜
㻙㻠㻜㻜
㻙㻢㻜㻜
㻙㻢㻜㻜 㻜
㻙㻢㻜㻜
㻜㻜

㻢㻜㻜
㻢㻜㻜
㻢㻜㻜
㻠㻜㻜
㻠㻜㻜
㻠㻜㻜
㻞㻜㻜
㻞㻜㻜
㻞㻜㻜
㻜
㻜㻜
㻙㻞㻜㻜
㻙㻞㻜㻜
㻙㻞㻜㻜
㻙㻠㻜㻜
㻙㻠㻜㻜
㻙㻠㻜㻜
㻙㻢㻜㻜
㻙㻢㻜㻜
㻙㻢㻜㻜 㻜
㻜㻜㻯㼍㼟㼑㻌㻞
㻯㼍㼟㼑㻌㻞
㻯㼍㼟㼑㻭㻙㻞
㻯㼍㼟㼑㻭㻙㻞

㻝㻜㻝㻜㻝㻜
経過時間 (s)経過時間 (s)
経過時間

㻞㻜
㻞㻜

㻟㻜
㻟㻜

盛土天端中央盛土天端中央盛土天端中央㻯㼍㼟㼑㻌㻟
㻯㼍㼟㼑㻌㻟
㻯㼍㼟㼑㻭㻙㻟
㻯㼍㼟㼑㻌㻟

㻯㼍㼟㼑㻭㻙㻟
㻯㼍㼟㼑㻭㻙㻟

㻝㻜㻝㻜㻝㻜
経過時間 (s)経過時間(s)経過時間 (s)

㻞㻜
㻞㻜
㻞㻜

㻟㻜
㻟㻜
㻟㻜

図－ 16 応答加速度～経過時間関係 （CH19）（Case ： 実験、 CaseA ： 解析）

50

25

0

応答加速度(gal)
応答加速度(gal)
応答加速度(gal)

CaseA­1
CaseA­2
CaseA­3

20
経過時間 (s)

㻙㻞㻜㻜
㻙㻞㻜㻜
㻙㻞㻜㻜

㻠㻜㻜
㻠㻜㻜
㻠㻜㻜

鉛直変位 (cm)

0

㻜
㻜㻜

㻢㻜㻜
㻢㻜㻜
㻢㻜㻜

盛土法肩

Case 1Case 2
Case 3

㻞㻜㻜
㻞㻜㻜
㻞㻜㻜

㻙㻢㻜㻜
㻙㻢㻜㻜 㻜
㻙㻢㻜㻜㻜㻜

図－ 13 鉛直変位～時間関係 （Disp3）（Case ： 実験、 CaseA ： 解析）

10
0
­10
­20
­30
­40
­50
­60
­70
­80
­90
­100

盛土天端中央盛土天端中央

㻠㻜㻜
㻠㻜㻜
㻠㻜㻜

鉛直変位(cm)

10
0
­10
­20
­30
­40
­50
­60
­70
­80
­90
­100

0

Case 1Case 2
Case 3

CaseA­1
CaseA­2
CaseA­3

10

20

30

経過時間(s)図－ 15 過剰間隙水圧～時間関係 （CH25）（Case ： 実験、 CaseA ： 解析）
13

拘束効果を考慮した地盤改良による盛土の液状化対策工法の開発

4． 結論

場合でも、 液状化層を残すことで、 ある意味免震層のような効果が得られるのも大きなメリットである。

新しい格子状地盤改良工法 （CGI 工法） を用いた盛土の今後は、 実験、 解析を通じ、 種々の土構造物や、 変形抑液状化対策工法を検討するために一連の動的遠心力模型実制が求められる構造物等に対し、 適用法を検討していきたい。

験を実施した。 また、 遠心模型実験を評価し、 プログラムへの

また、 CGI 工法の実用化に向けては、 従来設計手法を改良

実務への適用性を検討するために、 完全二相系動的有効応することで、 拘束効果を簡易的に表現できる簡便法の開発に

力 3D FEM を実施した。 その結果次のような結論が得られた。

取り組んでいきたい。

1） TOFT 工法は、 改良体数量が CGI 工法よりかなり大きいため、 より良い沈下抑制効果を示す。 しかしながら、参考文献

実験でも観察されたような、 盛土体内部の損傷などが1)

Taya Y, Uchida A, Yoshizawa M, Onimaru S, Yamashita K,

起きる可能性もあり、 必ずしも全体として効果が高いとTsukuni S： Simple method for determining lattice intervalsは言えない。

in grid-form ground improvement, Japanese Geotechnical2） CGI 工法においては、 盛土に顕著な損傷が見られず、均等な沈下抑制効果が見られた。 また、 盛土の応答加

Journal 2008 3(3), pp.203-212
2)Miki H, Okochi Y, Makino M: Basic study for a new design

速度は TOFT 工法よりかなり小さく、 改良体非着底部

concept of ground improve method evaluating constraintの液状化層が、 免震層のような効果を発揮していると考

effect by the stabilized bodies, Proc. of GEOTEC Hanoi 2011,

えられる。

Hanoi, pp.107-112

3） FEM は、 無対策のケースに関して、 実験結果を比較

3)

Sreng S, Kobayashi K, Tanaka H, Okochi Y, Miki H, Makino

的良くシミュレート可能であった。 このことから、 実務設

M: Dynamic centrifuge model tests of embankment with a

計に適用可能である。

new liquefaction countermeasure by ground improvement

4） FEM は対策工法の効果をやや過大評価するが、 そのconsidering constraint effect, Proc. of the 5th Asia Conferenceon Earthquake Engineering 2014, p.223

理由は改良体の引張強度が大きすぎるためと考えられる。
CGI 工法では、 格子状改良による未改良土の拘束効果を4)

Okochi Y, Miki H, Sreng S, Kobayashi K, Makino M:

期待することにより、 従来の TOFT 工法では想定できなかった

Centrifugal model tests on the effect of a liquefaction

非着底、 かつ間隔を拡大した格子状改良でも、 必要十分な変countermeasure using enlarged spacing of the lattice shaped

形抑制効果が得られることを、 遠心模型実験、 3D 動的有効

ground improvement method, Proc. of the 5th International

解析 FEM によって示した。
CGI 工法は、 改良体による未改良土の拘束効果、 また、

Geotechnical Symposium-Incheon 2013, pp.521-526
5)

Oka F, Kodaka T, Kimoto S, Kim Y-S, Yamasaki N: A multi-

種々の作用による変形状況、 主応力方向の考慮等により、 理phase coupled FE analysis using an elasto-viscoplastic

想的な改良体形状、 配置を設計していくものである。

model for unsaturated soil, Geomechanics II, Geotechnical

例えば、 CGI 工法において、 より沈下抑制効果を期待するには、 未改良層の層厚をより小さくすることも考えられる。 その

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Special Publication, ASCE, Proc. 2nd US-Japan workshop on
Geomechanics Ambrose 2006, pp.124-131