土木学会論文集B3（海洋開発）, Vol. 78, No. 2, I_577‐I_582, 2022.

人工排水材による液状化時のボイリング被害抑止工法の地表面変状抑制効果の検証
Binh NGUYEN1・佐々真志2・上野一彦3・浅田英幸4・田代聡一5

1 正会員

五洋建設（株） 技術研究所（〒329-2746 栃木県那須塩原市四区町 1534-1）
E-mail: tangthanhbinh.nguyen@mail.penta-ocean.co.jp (Corresponding Author)
2 正会員 （国研）海上・港湾・航空技術研究所 港湾空港技術研究所 動土質研究グループ長（〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬 3-1-1）
3 正会員 五洋建設（株）技術研究所（〒329-2746 栃木県那須塩原市四区町 1534-1）
4 正会員 東亜建設工業（株）技術研究開発センター（〒230-0035 神奈川県横浜市鶴見区安善町 1-3）5 正会員
東亜建設工業（株）土木事業本部設計部（〒163-1031 東京都新宿区西新宿 3-7-1）

本工法は地震時の液状化に伴うボイリング発生を抑制し，地表面の大きな変状や起伏が生じるのを防ぐことで，被災救助の緊急車両や復旧工事車両等の通行を可能にすることを目的としている．既報では遠心模型実験と浸透流解析により，人工排水材の打設間隔 1.2m，打設長 3.0m の条件で，液状化層から上層への水圧の伝播を防ぎボイリングを抑制可能なことを確認し，液状化の発生自体を抑止する従来型の排水工法に対し，改良仕様を大幅に低減できることを示した．本研究ではボイリングの被害，即ち，地表変状をどの程度抑制しうるかを定量的に評価検証した結果，最大不陸量は１割以下に留まり，人工排水材を用いた本工法の適用により，ボイリングによる地表面変状を 9 割抑制しうることを実証した．

Key Words : sand boil, vertical drain, liquefaction, surface deformation, centrifuge model test

1. はじめに

大地震時に緊急車両等の通行を確保することを目指している．液状化発生により沈下等の被害が生じるため，許2011年の東北地方太平洋沖地震の地震後調査では，液容変位・沈下が厳しい構造物は適用外となるが，ある程状化時のボイリング被害として噴砂の堆砂厚さは30 cm程度，地盤の沈下量は30～50 cm程度生じたことが報告さ

度の変位・沈下を許容しうる場所，例えば，道路全般，れている1)．このような地盤変状に伴い道路が大きく起伏動に支障をきたすことが考えられる．ひいては，人命救ヤード等は本工法の適用対象となる．
既往研究3)では人工排水材の打設間隔1.2 m，打設長3.0mの条件で，液状化層から上層への水圧の伝播を防ぎ助活動が遅滞し，社会経済活動の継続性を確保できないボイリングを抑制可能なことを定性的に確認している．

ことで，地震による被害の拡大が懸念される．
上記を背景として，筆者らは2017年より人工排水材（プ本研究では，本工法の有効性についてさらに確かめるた

ラスチックドレーン．以下，ドレーンとする）を用いた実験を実施しており，以下では，地表面変状抑制の定量

液状化時のボイリング被害抑止工法の開発に取り組んでいる2)3)．液状化時のボイリング現象のメカニズムとして，的な評価検証結果について記述・考察している．

して車両の通行ができなくなり，被災救助または復旧活

地震動により中深部の地盤が液状化し，上昇した間隙水圧が地表面へ伝播していくことにより噴砂・噴泥が発生

駐車場，港湾の荷さばき地，工場内の作業ヤード・資材め，地表面変状抑制効果に焦点を当てた一連の遠心模型

2. 実験条件することが知られている．本工法では人工排水材を地盤

ボイリングに関する模型実験では，地震動を模擬する
動的模型実験で液状化時のボイリング現象を再現する研層地盤で上昇した間隙水圧を速やかに地表面へ消散させ， 究が数多く実施されたが 4)，実際のような地表面への噴改良層内の水圧を一定程度低減させることでボイリング砂現象とその被害を再現するには至っていない．液状化時のボイリング現象は地盤の粒径特性，不均質性などにを抑止する．本工法では液状化の発生を許容しつつ，ボ依存することが要因であると考えられる．代替案として，イリング現象を抑止することで地表面変状を抑制し，巨表層部に打設することで表層地盤の透水性を高め，中深17-1

土木学会論文集B3（海洋開発）, Vol. 78, No. 2, I_577‐I_582, 2022.

水頭差を利用して上向き浸透流でボイリング現象を再現を保つようにした．この越流層内の水が溢れるまで約することが多い1)．筆者らは当該研究でボイリング現象の300 秒間注水した．遠心力場 20 g の実験中の模型地盤の再現とドレーン材設置の有効性の検証に際し，遠心力場挙動とボイリング発生状況を観察するため，模型地盤の5)において，動的実験 と上向き浸透流実験を実施した．既往研究と同様に動的実験では地震後地表面への水圧伝播を再現できたものの，噴砂に伴う地表面の変状の再現ま正面と上面にカメラを設置した（図-1）．
(2) 模型地盤
図-3 に模型地盤の代表な断面図と平面図を示す．遠心3)では至らなかった．一方，浸透流実験 では噴砂現象と共にボイリング被害の特徴である地表の盛り上がりや亀裂を再現している．本実験ではボイリングによる地表面変状抑制を評価する目的で，既報2)3)と同様に上向き浸透流によりボイリング実験を実施し詳しく検証した．

模型実験は遠心力場 20 g で行い，図-3 に示す寸法は実物換算値である．既報 3)と同様に，層厚 5 m の緩詰め砂質地盤層として，気中落下方式により相対密度 Dr=40 %（ρ
3sat＝1.925g/cm ）の模型地盤を東北珪砂 7 号で作成した．

ボイリングによる地盤内の変動を土槽正面のカメラ 1 で(1) 実験装置

（断面）図-1 に遠心実験模型と実験装置を示す．図-2 に遠心模に示すように土槽上部の注水タンクから，模型地盤底面（未改良地盤）
2.0m型実験で使用した剛土槽の断面図と平面図を示す．図-1

P1の 2 個所より注水し，水頭差で上向き浸透流を与えた．

盤に直接作用しないように透水層として礫層（D50=15mm）

3.0m

れた場所に設置した（図-2）．注水タンクからの水流が地P2P3間隙水圧計

1.0m

注水口は模型地盤の左右側面から 12 cm（模型寸法）離不飽和砂質地盤層

飽和砂質地盤層

P4P5を設け，注水口にはアクリル板を設置して減勢させてい

砂質地盤：
珪砂7号
Dr=40%

礫層
注水口

注水口

る．注水により水面が上昇し，所定の高さを超えると水12m（改良地盤）P1
P2
飽和砂質地盤層
排水材

P41.0m

注水管

注水管

不飽和砂質地盤層

P32.0m

注水タンク

2.0m

カメラ21.0m

が越流槽（図-2）に流れ，一定の水面（地表面の 2.5cm 上）

P5

礫層
注水口

注水口

3.0m

9.0m（平面）
1.2m 1.2m（打設間隔2.4m）

カメラ1

アクリル板

12cm

36cm

8cm

越流槽

12cm

（平面）

模型地盤
60cm

（打設間隔1.2m）

0.6m

9@1.2m0.6m

図-3 遠心模型地盤の断面図と平面図（実物換算値）
パイプ状ドレーン

スパイラルドレーン

注水口

注水口

注水口

越流槽

1.2m

4@2.4m0.6m 1.2m 0.6m

10cm
25cm
5cm

礫層模型
地盤

32.5cm

7.5cm

（A-A）
越流槽上端

砂質地盤層

排水材

1.2m

図-1 遠心実験模型と実験装置
（断面）

間隙水圧計

12cm

10cm

10cm

A（a）実用ドレーン材

A

図-2 遠心模型実験の土槽の断面図と平面図（模型寸法）

17-2（b）模型ドレーン材
図-4 人工排水材（実用と模型）

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識別できるように地盤内に間隔 50 cm（模型寸法：2.5 cm）て Case 3（不飽和層厚 1 m）と Case 4（不飽和層厚 2 m）毎に薄い色砂層を水平に撒き出した．また、同カメラでで確認している．Case 4～7 では排水材の改良仕様をパラ撮影した動画を用いて，ボイリングによる地盤変形挙動メータとして，地表面変状抑制効果を評価した．なお，を PIV 解析で評価した．間隙水は，相似則を踏まえ水のCase 5, 6, 7 の改良仕様は既往実験の結果 3)を参考にして20 倍の粘性に調整したグリセリン水溶液を使用した．

いる．用いたドレーン材の配置を図-3 に示す．

ボイリング被害抑止工法で実用するドレーン材 6)（内径 100 mm、透水係数 k=4 m/s）を図-4(a)に示す．既往実験 2)3)で使用した模型ドレーン材（φ10 mm，透水係数 k=1m/s）を図-4(b)に示す．既往実験でボイリング抑止には透水係数 1 m/s のドレーン材（地盤の透水係数：0.0001~0.01m/s の場合）が十分に機能することが確認されている．一3. 実験結果
(1) 予備検討
Case 1 と Case 2 では完全飽和地盤において一定の初期方，ドレーン内径の影響に関しては，浸透流解析で内径動水勾配（i=1.5）で注水流量を 0.3～12 L/min の範囲内でを 100～200 mm の間で変化させて，地盤内の水圧分布を変化させ，Case 1 はボイリングの発生，Case 2 はボイリ分析した結果，ドレーン内径に関わらず地盤内の水圧分ングを抑止できる一方水塊が生じない条件で，適切な注布はほぼ一定であったことから，上記の範囲内ではドレ水条件を探った．その結果，ドレーンの透水性に相当すーン内径の影響が小さいことが分かった．よって，本実る注水流量 3 L/min 程度と初期動水勾配 i=1.5 とすること

験では既往実験と同様の模型ドレーンを用いた．

で上記の条件を満たすことが分かった．従って，Case 3～地盤内の水圧挙動を把握するため，図-3 に示すように7 の実験はこの一定の注水条件で実施した．

深度方向 5 個所に間隙水圧計を設置した．これらの水圧

Case 3 と Case 4 の実験結果を図-5～図-7 に示す．図-5計がボイリングによる地盤変形と共に動いてしまうことにカメラ 1 で撮影した実験前と実験中の地盤の様子を示を防ぐため，水圧計を土層側面に固定した（図-3）．また，す．Case 3 では既往実験 3)と同様に注水により地盤の流注水状況を確認するため注水経路に流量計を設置した．

動化およびボイリングの発生を確認できた．一方，Case

模型地盤はまず 1 g 場で気中落下により作成し，遠心4 ではボイリングが土槽正面付近に発生せず，カメラ 1力場（20 g）で注水タンクから地盤底面に繋がった通水では確認できなかったが，カメラ 2（図-5）から複数回の路を通してグリセリン水溶液の注水を行い，所定の高さボイリングの発生が確かめられた．実験中に測定した間まで地盤を飽和させた．次に，遠心加速度を一旦 1 g 場

隙水圧の経時変化を図-6 に示す．同図に注水開始，注水に下げた後，レーザー変位計により地表面の高さを測定完了および初回のボイリング発生のタイミングも記載しした．そして，遠心加速度を再び上げ，20 g の遠心力場ている．注水開始とともに地盤全体の水圧が上昇して，に到達後，注水タンクの弁を開き，水頭差による地盤底最初のボイリングが生じた直後，水圧が地表面付近で消面に所定の動水勾配で上向き浸透流を与えた．この際の散し，水圧がある程度減少した．この初回ボイリングの初期動水勾配 i は 1.5～1.8 であり，砂質地盤の限界動水発生タイミングについてCase 3 は350 秒（注水20 秒間）
，勾配 ic（=0.66）の 2.3～2.7 倍に相当した．注水終了後，Case 4 は 400 秒（注水 70 秒間）の時点であり，いずれの注水タンクの弁を閉じ，遠心加速度を1 g 場に下げた後，ケースでも水圧の伝播によって表層地盤が飽和する過程表面水を排水させ，実験後の地表面の高さをレーザー変でボイリングが発生した．即ち，不飽和層全体が完全に位計で測定した．

飽和してからボイリングが生じるのではなく，表層が完実験ケースを表-1 に示す．事前検討として，注水条件全に飽和しなくても局所的な水圧伝播でボイリングの発（動水勾配と注水速度）を Case 1 と Case 2 で検討した．

生が確認された．レーザー変位計により測定した実験前既往実験 3)ではボイリングを抑止できた際に，改良層直後の地表面高から，実験後の地表面変状（実験前後の地下にレンズ状の水塊が生じ，改良地盤層がある程度浮き表面高の差）を算定した結果（実物換算値）を図-7 に示上がった後，水塊内の水が消散することにより地表面がす．レーザー測定は土槽奥行方向の 3 測線で計測した．

大きく変状した．これはドレーンの排水性を注水速度（流それぞれの測線での変位量は異なるが，変状傾向はほぼ量：10～12 L/min）が上回り，この強制注水による改良地同様である．Case 3 ではボイリングが地盤正面右側に発盤層の浮き上がりを発生させたことが要因である．実際生したため地表面も同サイドだけが大きく変状した一方，の地震作用では地盤層が強制的に浮き上がることはない

Case 4 では複数個所でボイリングしたため地表面が全体といえるが，本研究の実験目的であるボイリング抑止に的に変状した．変状量は Case 3 で最大の沈下量-0.20 m，よる地表面変状抑制効果を正しく評価するため，このよ隆起量+0.20 m，Case 4 で最大の沈下量-0.29 m，隆起量

うな水塊が生じない適切な注水条件について検討した．

+0.16 m と大きく生じた．過去の地震後の調査結果 1)ではそして，ボイリング被害に関する地下水面の影響につい液状化時に伴う噴砂により最大の隆起量は 0.3 m 程度，

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最大の沈下量は 0.3～0.5 m 程度と報告されており，本実

図-8 には Case 5, 6, 7 の実験前後の地盤内の様子と PIV験の結果と同様のオーダーである．本検討では上向き浸解析結果を示す．まず，Case 5 ではボイリングを抑止で透流によりボイリング現象を誘起したが，以上から地震きたケースであり，未改良 Case 4（図-5）のような注水時のボイリングによる被害を概ね再現できたといえる．

による地盤内の流動やボイリングの発生がなく，実験後の地盤状況は実験前と実質同じである．一方， Case 6 と(2) 地表面変状の評価実験

Case 7 では未改良ケースと同様に注水中にボイリングがP3

P4

Case3

注水中

間隙水圧(kN/m2)

注水前

Case3

380240100

間隙水圧(kN/m2)

160

不飽和層

ボイリング

注水前

Case4

Case424010

完全飽和無2（予備）

完全飽和

有3（予備）

不飽和：1m

無未改良

有4

不飽和：2m無未改良

有5不飽和：2m

有1.2 m3.0 m

無6不飽和：2m

有2.4 m3.0 m有7不飽和：2m

有1.2 m

1.5 m

有-

未改良
1.2 m

変位量（ m）

ボイリング
発生の有無

1（予備）

打設長

3.0 m

400

500

600

700時間(sec)

Front

0.4CenterBack

Case3

0.2
0.0-0.2-0.40.4

変位量（ m）

打設間隔0300

図-6 間隙水圧の時刻歴 (Case 3, 4)

表-1 遠心模型実験のケース一覧（実物換算値）
排水材

380

注水中

地盤条件

4

Case4

初回ボイリング120

図-5 実験前と実験中の地盤の様子 (Case 3, 4)

Case4

Case3

初回ボイリング

120

注水注水（ L/min ）P2160

注水（ L/min ）

P1

ボイリング

不飽和層

Case4

0.2
0.0

-0.2
-0.4

02

4
68
土槽左端からの距離（ m）

1012

図-7 実験後の地表面の変位量 (Case 3, 4)Case 5

実験前

Case 5

Case 5

注水90秒（420sec ）実験後

Case 6

注水60秒（390sec ）実験後

Case 7

注水60秒（390sec ）

実験後
ボイリング

流動化
Case 6

実験前

Case 6
ボイリング

流動化
Case 7

実験前

Case 7図-8 実験前後の地盤の様子と PIV 解析結果

17-4土木学会論文集B3（海洋開発）, Vol. 78, No. 2, I_577‐I_582, 2022.

複数個所で発生したことが確認された．図-8 に示すよう

表-2 に示す．ボイリングが発生した Case 4, 6, 7 では地表に Case 6 と Case 7 では地盤内の流動化により水平色砂層面が大きく変状したのに対して，ボイリングを抑止したが広い範囲で乱れた．また， 地盤流動に伴う地盤内変状

Case 5 では概ね一様の沈下が生じており，その量も僅かを PIV 解析で評価し確かめている．地盤内が流動する前である．不陸量について未改良(Case 4)は 0.45 m である

後の PIV 解析結果（図-8）から，Case 5 と比較して，Caseのに対してボイリング被害抑止工法による改良仕様の

6 と Case7（注水 60 秒）では地盤流動により地盤内が大Case 5 は 0.03 m であり，最大不陸量を 9 割以上抑制した

きく変状したことが分かる．

が分かる．改良層の排水効果は改良下端まで（水圧計 P2）影響するが，水圧の減少は P1 より小さい．水圧計 P2 で計測した間隙水圧から静水圧を除いた過剰間隙水圧と初期鉛直有効応力を図-10 に示す．Case 5 では初期鉛直有効応力（ボイリングに対する抵抗力）に相当する過剰間隙水圧が発生し，他のケースではボイリングの影響によりこれを上回る過剰間隙水圧が発生している．未改良地盤部の水圧（P3 と P4）は逆の挙動が生じている．即ち，ボイリングが発生したケース(Case 4, 6, 7)よりボイリングが発生しなかった Case 5 の水圧がやや高い（図-9 を参照）
．これは，ドレーンにより改良層内の間隙水圧の低減で，改良地盤の剛性および有効応力が保たれることで，間隙水圧（kN/m2）

地盤内の水圧（水圧計 P1）は他のケースより小さいこと

間隙水圧（kN/m2）

設した改良層は排水層として有効に機能することで浅層10080
注水開始6040200400
100 300
806040200400
100 300

間隙水圧（kN/m2）

イリングを抑止した Case 5 に着目すると，ドレーンを打806040200120 300
100806040200300

改良層の自重が有効上載圧として作用するため，その分深層部の水圧が大きくなったことが考えられる．よって，

6, 7)では前述のように注水により水圧が上昇して，ボイリングが発生した直後，水圧が減少することを水圧計 P3と P4 で確認した．一方，未改良 Case 4 と異なり Case 6100

過剰間隙水圧(kN/m2)

るといえる．また、ボイリングが発生したケース(Case 4,量および不陸量の最大値（隆起と沈下の最大値の差）を変位量（m）

0.40

Case4（No Drain）
Case5（L3.0m,S1.2m）
Case6（L1.5m,S1.2m）
Case7（L3.0m,S2.4m）

0.20

700
600時間（sec）

800

400

500

700600時間（sec）

800

400

500

700600時間（sec）

800

0300

400

500600時間(sec)700

表-2 地表面の最大不陸量（実物換算値）
地表面の鉛直変位（m）
地表面の最大不陸量（「-」：沈下，「+」：隆起）
（m）
最大値
最小値

30.22

-0.22

0.44

40.16

-0.29

0.45

50.00

-0.03

0.03

60.10

-0.29

0.39

70.09

-0.24

0.33

液状化時のボイリング被害抑止工法による改良仕様の地表面変位

実験前の地盤高468
土槽左端からの距離（m）

1012

図-11 実験後の地表面変位（Case4，5，6，7 の土槽中心測線）

17-5900

図-10 過剰間隙水圧比の時刻歴(P2)未対策時の地表面変位
2900

800

-0.200900

P4

Case4 (No Drain)
Case5（L3.0m,S1.2m）
Case6 (L1.5m,S1.2m)
Case7（L3.0m,S2.4m）
初期鉛直有効応力0.00-0.40

900

P320Case比較を示した．また，それぞれのケースの沈下量，隆起

500

900

P240

これらの改良仕様では水圧上昇の抑制機能が十分に有効のみを代表として，同図に Case 4, 5, 6, 7 の地表面変状の80060で発生し，ドレーンの排水効果が一定程度機能したが，実験後の地表面変状を図-11 に示す．土槽中心の測線

700
600
500 時間（sec）

P280と Case 7 では注水当初の水圧(P4)は Case 5 と近いレベル

ではないため，ボイリング抑止効果は期待できない．

P1

注水完了

図-9 間隙水圧の時刻歴（Case5，6，7）

ボイリングを抑止したケースの未改良中深部の水圧特性
は，改良層の排水機能が有効にしていることを示していCase 5 (L3.0m,S1.2m)
Case 7 (L3.0m,S2.4m)

Case 4 (No Drain)
Case 6 (L1.5m,S1.2m)

間隙水圧（kN/m2）

計測した間隙水圧の経時変化を図-9 に示す．まず，ボ土木学会論文集B3（海洋開発）, Vol. 78, No. 2, I_577‐I_582, 2022.

ことが確認された．Case 5 の沈下量は，改良層直下の未有効な工法といえる．今後，本工法を実務に適用するた改良部（層厚 2 m）が注水により液状化した後の排水にめこれまでの検討結果を踏まえ設計方法を確立していく．

伴う沈下量（層厚の 1.5%）である．液状化による排水に伴う地盤の体積ひずみが一般的に 3%程度（対象地盤層7)

謝辞：本研究は，港湾空港技術研究所とDEPP研究会の共が全体液状化する場合）生じることが知られている が，同研究の枠組みで実施したものである．同研究会所属の地盤表層に非液状化層（厚さ 3 m 以上）が存在する場合，各機関から多大な協力をいただいた．ここに記して謝意

液状化による被害が小さいことが過去の地震後調査結果を表します．

8)から分かっている ．本実験ではドレーンによる表層改良層が液状化の伝播を抑制した非液状化層となり，結果参考文献として体積ひずみが 1.5%程度に留まったといえる．また， 1) 石川敬祐，安田進：東北地方太平洋沖地震による東京地盤条件に応じて未改良部が厚いほど沈下量が大きくなるが，これは一様の沈下であり車両の通行には影響が小さいと考えられる．本工法の目的は，液状化による沈下

2)はある程度許しつつ車両通行可能なレベルに地表面変状・凸凹を抑えることであり，上述の実験結果からドレーン材を用いた本工法により，最大不陸量を未改良地盤

3)の場合の 1 割以下に抑えられ，緊急車両などの通行性および作業性を十分に確保できるといえる．

4)

4. 結論

5)

人工排水材を用いた液状化時のボイリング被害抑止工法の有効性を検証するため，地表面変状の抑制を定量的に評価することを目標に一連の遠心模型実験を実施した． 6)
未改良地盤の最大不陸量 0.45 m に対して，ボイリングを抑止した改良地盤（改良仕様：打設深度 3.0 m，打設間隔1.2 m）では数 cm レベルの沈下が生じたものの，地表面の不陸量は 9 割程度抑制できることが実証された．したがって，本工法はボイリングによる表面変状を大きく抑制することで被災後の災害救助車両や復旧工事車両の通7)8)行性を確保可能であり，従来の液状化対策工法と比べ，大幅にコストと工期を削減できることから，BCP 防災に湾岸エリアの噴砂特性に関する考察，土木学会論文集
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(Received February 3, 2022)(Accepted May 9, 2022)

EVALUATION OF THE REDUCTION IN THE GROUND SURFACE DEFORMATION BY APPLYING THE SHALLOW VERTICAL DRAIN TO PREVENTSAND BOILS INDUCED BY LIQUEFACTIONBinh NGUYEN, Shinji SASSA, Kazuhiko UENO,Hideyuki ASADA, Soichi TASHIROAuthors have been developing a countermeasure using shallow vertical drain (PVD) to prevent destruction owing to sand boils induced by liquefaction. This method aims to protect the ground surface from large
deformation or unevenness induced by sand boils, in order to ensure the transportability of vehicle used forhuman rescue and post-earthquake recovery activities. In our previous studies, the application of the verticaldrain (spacing of 1.2m; length of 3.0m) showed a sufficient effect on preventing sand boils caused by theupward propagation of pore water pressure. Since the vertical drain is only applied in the shallow soil layer
in this method, in contrast to the conventional countermeasure against liquefaction, the less use of PVD
would result in a lower construction cost. The effect of the method on reducing the ground surface deformation/unevenness by 90% has been demonstrated in this study.

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