木材工学論文報告集19, 27-33, 2021. 2

排水材と押え盛土に丸太と連結材を併用した
既設道路盛土の液状化時変形抑制に関する
模型振動実験
岩崎
1 非会員

2 正会員

金沢大学

拓 1・吉田雅穂 2

理工学域地球社会基盤学類（〒920-1192 石川県金沢市角間町）
E-mail: ti1852140901@stu.kanazawa-u.ac.jp

福井工業高等専門学校教授 環境都市工学科（〒916-8507 福井県鯖江市下司町）
E-mail: masaho@fukui-nct.ac.jp

道路盛土の基礎地盤が地震時の液状化現象によって沈下や側方流動の変形を生じると，路面にはき裂や段差による車両通行障害が発生し，それが幹線交通を担う道路の場合には被災後の応急復旧の遅延や経済的損失に繋がる恐れがある．本研究は既設の道路盛土の液状化時変形抑制を目的として，盛土の法面上に設置した押え盛土と法面下に設置した排水材を丸太で支持し，さらにそれらを連結材で固定する工法を提案し，その有効性を 1G 場模型振動実験で検討した．その結果，押え盛土の拘束圧が盛土の側方流動を抑制し，排水材の透水性が基礎地盤の過剰間隙水圧を早期消散し，丸太の支持力が盛土の沈下量を抑制し，排水材と連結材で拘束された丸太が地盤のせん断変形を抑制することを明らかにした．

Key Words: earthquake, liquefaction, embankment, drainage, counterweight fill, log, shaking table test

1. はじめに
地震時の液状化に起因する道路盛土の沈下や側方流動は盛土天端にある路面のき裂や段差などを発生させ，特に幹線道路の場合には被災後の救急救命活動や応急復旧の遅延をもたらし，経済的損失に繋がる恐れがある．図
-1 は 2016 年熊本地震で発生した九州自動車道の益城熊
本空港 IC と嘉島 JCT 間の道路盛土の被害の様子であり，盛土が長さ 30m にわたって沈下と側方流動を生じたた
め路面にはき裂や段差が発生し，同区間は 12 日間の通行止めとなった 1)．著者らの現地調査によれば，崩壊現場の直下地盤は小川を埋め立てた箇所であり，付近の秋津川周辺では多数の噴砂が確認されたため，盛土基礎地盤の液状化が被害要因の 1 つであると推測する．
この様な被害を軽減する新設の道路盛土の対策工法として，図-2 に示すように引張補強材であるジオシンセテ
ィックスを透水性の高い砕石層に挟み込んだ改良体を盛土直下の基礎地盤に設置し，砕石によって過剰間隙水圧を早期に消散させ，さらに改良体の剛性によって直上の盛土変形を抑制する工法が提案されている 2)．50G 場における遠心模型振動実験の結果，対策地盤は無対策地盤と比較して盛土沈下量が約60%減少する効果が明らかと

27

図-1 熊本地震における道路盛土の被害

盛土

砕石

ジオシンセティックス
液状化層

図-2 新設盛土の対策工法

木材工学論文報告集19, 27-33, 2021. 2

押え盛土戸建住宅

盛土

砕石固定部材ジオシンセティックス
丸太

液状化層

液状化層

図-3 既設盛土の対策工法

図-4 既設戸建住宅の対策工法なっている 2)．また，著者らが行った 1G 場における模型
球温暖化緩和に貢献できる付加価値がある．また，木材振動実験の結果，盛土直下の砕石層が剛な盤状構造物とは地下水位以深では腐朽しにくい特性を持つため，丸太なることで，盛土の沈下が抑制されて天端の平坦性が保は液状化が問題となる地下水位以深での使用に適した材たれ，さらにその透水性によって砕石層直下地盤のせん料と言える．そこで本研究では，図-3 に示した既設盛土断剛性の低下が抑制され，その効果はジオシンセティッの対策工法に，図-4 に示す丸太を用いた対策工法を併用
3)
クスを挟むことで向上することが明らかとなっている ． する方法の有効性について 1G 場の模型振動実験により一方，著者らは同工法を既設の道路盛土に適用する図検討を行った．
-3 の方法を提案している 4)．それは，盛土法面の直下にジオシンセティックスを砕石層に挟み込んだ排水材を設置することで地盤剛性の向上と過剰間隙水圧の早期消散
2. 提案する液状化対策工法を期待し，さらに，ふとん籠等の押え盛土を法面上に設
図-5 に示す本研究で提案する工法の対策原理は以下
置して盛土の側方流動を抑制し，最終的に天端の平坦性
1G 場における模型振の通りである．法面直下に砕石とジオシンセティックスを維持することを目的としている．
から成る排水材を設置し，その透水性によって過剰間隙動実験でその有効性を検討した結果，押え盛土によって水圧の上昇を抑制し，早期に消散させる．法面上にはふ側方流動の抑制と天端の平坦性を維持する効果は得られ
とん篭等の押え盛土を設置し，法面の側方流動を抑制し，たが，押え盛土による重量の増加によって盛土沈下量が4)法面直下地盤の拘束圧を増加させる．排水材に頭部を固増大する問題が生じた ．
定した丸太を基盤層まで打設して盛土と押え盛土を支持
上記工法は液状化の発生は許容するが，盛土の沈下やし，2 列に打設して壁状にすることで盛土直下地盤のせ側方流動などの変形を道路の修復限界以内に抑制するこん断変形を抑制する．2 個の排水材を連結材で繋ぐこととで，道路機能を確保することを目的としているため，で排水材と丸太の側方移動を拘束する．また，図-6 では
前述の沈下量増大の問題を克服する必要がある．そこで丸太を傾斜打設することで，盛土直下地盤の変形領域を本研究では，この沈下抑制のために丸太を用いた液状化狭くして地盤の側方流動を抑制する．
対策工法を併用することを提案した．著者らは 1G 場に
本提案は，盛土の耐震補強として開発されているシーおける模型振動実験によって，丸太を液状化の可能性のトパイル締切工法を参考にしており，法尻に打設したシある飽和砂地盤に打設することで，①周辺地盤の密度増ートパイルが支持地盤で生じる側方流動を防ぎ，その頭大効果，②丸太の頭部拘束による地盤のせん断変形抑制部を結ぶタイロッドがシートパイルの開きを押さえるこ効果，③丸太周面から地表面への間隙水圧消散効果を確とで，盛土の変形を抑制する工法である．同工法は本研認しており 5)，また，丸太打設地盤上の構造物の沈下抑6)究で対象としている盛土支持地盤の液状化による天端の制効果も明らかにしている ．さらに，既設構造物に適沈下や法面の側方流動の抑制に効果を示すことが明らか用するため構造物基礎地盤の周囲を壁体状に囲うようにとなっている 8)．本研究では丸太がシートパイルに相当丸太を打設する方法を提案し，構造物の沈下抑制効果を明らかにし，さらに，図-4 に示すように丸太を構造物のし，さらに，排水材の支持杭としての機能を有し，また，下部地盤に傾斜して打設すること，また，丸太頭部を地連結材がタイロッドの役目を果たすことを想定している．
7)
表面で固定することの有効性を確認している ．
建設事業における木材利用は，森林経営の活性化や地28

木材工学論文報告集19, 27-33, 2021. 2平面図
1200

押え盛土

200

270270
盛土

連結材

固定部材

丸太

液状化層

D1A2200

A1A3100

ジオシンセティックス
砕石

測線1測線2測線3D210 10400

盛土

145455145235290220455

基盤層

D1D2

液状化層

35110

15°

100

固定部材

丸太

2050

連結材

50 50 100

ジオシンセティックス

300

100

盛土

A4
P1P2A5P3A250 10130
A3押え盛土砕石■：加速度計
●：水圧計
▲：変位計
単位：mm

側面図

P4P52@130

2@75

図-5 提案工法 1飽和砂層
基盤層

A1

加振方向

基盤層

図-7 実験装置の概要（ケース 4）

図-6 提案工法 2

3. 実験概要

した既定量の砂と水を振動台で加振して目標相対密度90%で層厚 100mm の基盤層を作製した．その後，基盤層上に水中落下法で飽和砂層を作製し，振動数 5Hz の正弦波を目標最大加速度 100gal で 30 秒間加振して目標相対密度 60%で層厚 200mm に調整した．地下水位は地表面と一致している．
盛土模型は昭和ケミカル製 DL クレーと信越化学工業(1)概説
本章では既設の道路盛土の液状化対策として，既に提案している排水材と押え盛土を用いた方法に丸太と連結材を併用する工法を模擬した模型地盤を対象として 1G場での振動実験を行った．実験ケースは無対策地盤のケース 1，図-3 に示す既往研究の排水材と押え盛土を用いたケース 2，図-5 に示す本研究で提案する丸太と連結材を併用したケース 3（以後，連結材を省略して丸太を併製シリコーンオイルを質量比22%で混合した材料を用い，質量 6.27kg，
高さ 50mm，
天端幅 130mm，
法面勾配 1:1.6，
3
法尻幅 290mm，単位体積重量 15kN/m に成形した．これは，高さ 4m，天端幅 10m，法面勾配 1:1.5，法尻幅 22m，単位体積重量 15kN/m3，設置圧 60kN/m3 の盛土の 75 分の１を想定しており，一般的な片側 1 車線の道路盛土であ用したケースと称す．
），図-6 に示す丸太を傾斜打設した
ケース 4 の計 4 ケースである．
なお，
本研究では深さ 15m の液状化層上にある高さ 4mの道路盛土を対象としており，これを現有の実験土槽内にモデル化するため井合の相似則 9)に基づき縮尺75 分の１の模型地盤を作製したが，地盤の透水係数や入力波の時間等については相似則を適用していない．そこで本章
では，実験より得られる計測データの定性的な違いを比較することで，各ケースの有効性を把握することに重点を置いている．

る．
排水材模型（幅 48mm，高さ 50mm，長さ 390mm）は，砕石 7 号（密度 2.56g/cm3，平均粒径 3.55mm，透水係数10.9cm/s）で形成した砕石層の中間に，幅 2mm で厚さ約50μm のポリエチレン製シートを 1mm 間隔で格子状に編んだジオシンセティックス模型（幅 48mm×長さ 390mm，伸び剛性 60kN/m）を挟み込むことで作製した．設置位置
は上面が盛土模型の両法尻直下の G.L.-10mm であり，2(2)実験装置と材料個の排水材模型の側面間隔は 210mm である．
図-7 にケース 4 の実験装置の概要を示す．振動台上に押え盛土（上幅 50mm，下幅 20mm，高さ 35mm，奥行アクリル製の土槽（幅 1200mm×奥行 400mm×高さ 500mm） き 390mm）は 2mm 四方の格子状に組まれた金網（直径0.47mm）で作成した型枠に，目標空隙率 35%で砕石 7 号を設置し，その中に珪砂 7 号（密度 2.66g/cm3，平均粒径0.17mm，透水係数 4.79×10-3cm/s）を用いて模型地盤を作成した．地盤の全層厚は 300mm であり，まず土槽に投入を投入し，盛土の法面上に設置した．

29地表面からの鉛直距離(mm)木材工学論文報告集19, 27-33, 2021. 2

図-8 固定部材（ケース 3） 図-9 固定部材（ケース 4）
30060

ケース4

100-10-20-30-270-240-210-180-150-120-90 -60 -30 030 60 90 120 150 180 210 240 270

図-12 盛土断面の形状（6 秒加振）

0‐100

地表面からの鉛直距離(mm)

加速度（gal）

ケース320100‐3000123456時間（s）

図-10 入力加速度の時刻歴（6 秒加振）300200加速度（gal）

ケース230

盛土中心からの水平距離(mm)‐2001000‐100‐2004681012141618202260目標盛土

50

ケース140ケース230ケース320ケース4100-10-20-30-270-240-210-180-150-120-90 -60 -30 030 60 90 120 150 180 210 240 270

盛土中心からの水平距離(mm)‐300
2ケース1402000目標盛土

50

24時間（s）

図-13 盛土断面の形状（24 秒加振）図-11 入力加速度の時刻歴（24 秒加振）丸太（直径 6mm，長さ 250mm）は，まず排水材直下の盛土縦断方向に間隔 15mm で 1 列打設し，さらに横断方向に 30mm 離れた位置に 1 列打設して，計 2 列の四角形配置とした．打設は静的に圧入する方法とし，先端は基盤層に 90mm 根入れし，頭部は排水材に 20mm 挿入して一体化した．固定部材はケース 3 では前述の金網を加工して作製した箱型（図-8），ケース 4 では平面型（図-9）とした．連結材は 3 本の金属線（直径 0.47mm）を用い，両法面直下に設置した 2 個の固定部材を連結した．
(3)加振条件と測定項目
加振条件はまず，図-10 に示す振動数 5Hz の正弦波で目標最大加速度 140gal となる加振時間 6 秒の入力波を用いた実験を行い，計測終了後，同一地盤に図-11 に示す加振時間 24 秒の入力波を与えた．前者は加振の影響を少なくして盛土基礎地盤の液状化による支持力低下の影響を，後者は液状化発生後の振動による影響を調べるための条件である．
測定項目は入力加速度（A1），自由地盤地表面の応答加速度（A2），盛土天端の応答加速度（A3），盛土中央直下地盤の応答加速度（A4，A5），地盤内の過剰間隙水圧（P1～P5），盛土天端と自由地盤の鉛直変位（D1，D2）
である．また，盛土の 3 側線と自由地盤の任意点においてポイントゲージで加振前後の鉛直変位を計測した．

304. 実験結果および考察(1)盛土断面の変形
図-12 に 6 秒加振の各ケースの盛土断面の形状を示す．
ここで，縦軸は加振前の飽和砂地盤表面を原点とした時の相対高であり，横軸は盛土中心を原点とした各測点までの距離である．ケース 1・2 と比較して丸太を併用した
ケース 3・4 の沈下量が小さくなっており，提案工法の沈下抑制効果が確認できる．また，図-13 の 24 秒加振の場合でも同様の効果が得られた．特にケース 1 の無対策地盤では，長時間の振動で法面が側方流動により大きく変形しているのに対し，ケース 2～4 で明らかなように押え盛土を設置することで法面の変形が抑制された．
図-14 に天端平均沈下量を示す．これは天端の各測定点における加振前の高さと加振後の高さの差を天端全体で平均した結果であり，正で値が大きいと天端全体が大きく沈下したことを示す．同図より，丸太を併用したケース 3 と 4 を比較すると，6 秒加振では傾斜打設のケー
ス 4 が小さく，24 秒加振では鉛直打設のケース 3 が小さ
く，累計ではほぼ等しい値となった．加振の影響の少ない 6 秒加振では傾斜打設によって盛土直下の液状化による地盤変形領域が小さくなったことが即時沈下の抑制に影響したと考えられる．しかし，24 秒加振のように振動による揺すり込み沈下が発生する場合には，その効果は限定的であると考えられる．しかし，両ケースの沈下量

木材工学論文報告集19, 27-33, 2021. 2506ｓ

24ｓ

1.4
1.2
1.00.8
0.6
0.4
0.2
0.0
-0.2
-0.4-0.6-0.8-1.0

累計
過剰間隙水圧比40
沈下量(mm)3530252015105加振終了

45

ケース1ケース2
ケース3ケース40.1

1.0

10.00

時間(s)

ケース2ケース3ケース4図-16 過剰間隙水圧比（6 秒加振，P1）

図-14 天端平均沈下量

1.4
1.2
1.00.80.6
0.4
0.20.0-0.2-0.4-0.6-0.8-1.07624s

累計
過剰間隙水圧比

6s

沈下量(mm)543210.10加振終了

ケース1ケース1
ケース2
ケース3
ケース4

1.0

10.0時間(s)-1
ケース3

図-17 過剰間隙水圧比（6 秒加振，P4）

ケース4

300

300

200

200

1000-100

1000-100-200-200-300-300
0123時間（s）

45061a) ケース 1
加速度（gal）

は丸太のないケース 1・2 の約 70%に低減されており，その沈下抑制効果は明らかである．
図-15 に天端不同沈下量を示す．これは天端中央の沈下量から天端の左右法肩の沈下量の平均値を引いた値であり，正で値が大きいと凹型に変形したことを示す．各ケースの累計をケース 1 の無対策地盤と比較すると，対策することで不同沈下が抑制されることは明らかである．
しかし，丸太を打設した場合，法面での沈下抑制がより向上することで，天端中心部での抑制効果との差が相対的に大きくなり，ケース 2 の丸太を用いない場合が最も不同沈下を抑制する結果を示した．したがって，本実験
条件では丸太先端が基盤層に達していたが，基盤層で支持させない方法の検討が必要である．

加速度（gal）

図-15 天端不同沈下量

加速度（gal）

ケース223時間（s）

45656b) ケース 2300300200200加速度（gal）

ケース11000-100-2001000-100-200-300-3000

123時間（s）

4c) ケース 3560123時間（s）

4d) ケース 4

図-18 盛土天端の応答加速度（6 秒加振，A3）

ス 4 の傾斜打設の方がその傾向が強く，丸太による地盤のせん断変形抑制による液状化抵抗の増加が確認できる．
図-17 は同じく排水材直下の過剰間隙水圧比（P4）の時刻歴である．ケース 1 の無対策地盤に対して排水材を設置したケース 2～4 では顕著な水圧抑制効果が確認できる．これは排水材による透水性能の向上と押え盛土による有効拘束圧の増加の影響と考えられる．一方，丸太打設による影響は特に確認できない．

(2)過剰間隙水圧比
図-16 に 6 秒加振における盛土直下の地表面から100mm の位置における過剰間隙水圧比（P1）の時刻歴を示す．加振時の水圧上昇過程を見るために横軸の時間を対数表示とした．丸太のないケース 1・2 では加振後すぐに水圧比が 0.8 程度まで上昇し，その後は動的成分が卓越している．一方，丸太を併用したケース 3・4 では水圧上昇が比較的緩やかであり動的成分も少なく，特にケー31木材工学論文報告集19, 27-33, 2021. 2

応⼒-ひずみ関係

応⼒-ひずみ関係

時刻t(s)

5.0

5.0

5.0

5.0

0.0

2≦t<3‐5.0

1≦t<2

‐5.0

‐10.0
‐0.02500.025
せん断ひずみγ0.05

0.02≦t<3‐5.0

‐10.0
‐0.05

‐0.02500.025
せん断ひずみγ‐0.02500.025
せん断ひずみγ

5.0

5.0

5.0

5.0

0.0

4≦t<5‐5.0

0.0

3≦t<4

‐5.0

‐10.0
‐0.02500.025
せん断ひずみγ0.05

0.0

4≦t<5‐5.0

‐10.0
‐0.05

‐0.02500.025
せん断ひずみγ‐0.02500.025
せん断ひずみγa) ケース 1応⼒-ひずみ関係

時刻t(s)‐0.02500.025
せん断ひずみγ

0.05

‐0.05

‐0.02500.025
せん断ひずみγ

0.05

0.0‐5.00.05b) ケース 2
応⼒-ひずみ関係

応⼒-ひずみ関係

時刻t(s)

応⼒-ひずみ関係

時刻t(s)

10.0

10.0

5.0

5.0

5.0

5.0

0.0

2≦t<3

‐5.0

‐10.0

0.0

1≦t<2

‐5.0

‐10.0
‐0.05

‐0.02500.025
せん断ひずみγ

0.05

0.02≦t<3‐5.0

せん断応⼒τ（kN/m2）

10.0

せん断応⼒τ（kN/m2）

10.0

せん断応⼒τ（kN/m2）

‐10.0
‐0.05

‐0.02500.025
せん断ひずみγ

0.05

0.0

‐5.0

‐10.0
‐0.05

‐0.02500.025
せん断ひずみγ

0.05

10.0

10.0

5.0

5.0

5.0

5.0

0.0

4≦t<5‐5.0

‐10.0

0.0

3≦t<4‐5.0

‐10.0
‐0.05

‐0.02500.025
せん断ひずみγ0.05

0.0

4≦t<5‐5.0

せん断応⼒τ（kN/m2）

10.0

せん断応⼒τ（kN/m2）

10.0

せん断応⼒τ（kN/m2）

せん断応⼒τ（kN/m2）

時刻t(s)

‐0.05

‐10.0
‐0.05

0.05

せん断応⼒τ（kN/m2 ）10.0

せん断応⼒τ（kN/m2 ）

10.0

‐0.05

せん断応⼒τ（kN/m2）

0.05

10.0

‐10.0

3≦t<4‐5.0

‐10.0
‐0.05

0.05

0.0

10.0

せん断応⼒τ（kN/m2 ）せん断応⼒τ（kN/m2 ）0.0

せん断応⼒τ（kN/m2 ）10.0

せん断応⼒τ（kN/m2 ）

10.0

‐0.05

1≦t<2

応⼒-ひずみ関係

時刻t(s)

10.0

‐10.0

3≦t<4

応⼒-ひずみ関係

時刻t(s)

10.0

せん断応⼒τ（kN/m2 ）1≦t<2

せん断応⼒τ（kN/m2 ）時刻t(s)

‐10.0
‐0.05

‐0.02500.025
せん断ひずみγ

0.05‐0.02500.025
せん断ひずみγ

0.05

‐0.05

‐0.02500.025
せん断ひずみγ

0.05

0.0

‐5.0

‐10.0
‐0.05c) ケース 3‐0.05‐0.02500.025
せん断ひずみγ0.05d) ケース 4

図-19 盛土直下地盤のせん断応力とせん断ひずみの関係（6 秒加振）のである．ここで，せん断ひずみは同層上下端の地盤応答加速度（A4，A5）の 2 回積分より求めた絶対変位を層厚 110mm で除して求めた．また，前述の地盤応答加速度と層厚，そして，地盤密度を用いて風間ら 10)の方法で同層中間点におけるせん断応力を求めた．
ケース 1 の無対策地盤の場合，過剰間隙水圧比が最大となる約 2 秒後以降は地盤が軟化してせん断応力が発生しない状態となっている．丸太のないケース 2 でも 3 秒以降は同様である．一方，丸太を併用したケース 3・4 ではせん断応力が低下することはなく，剛性のある丸太が地盤内に壁体状に存在することで，地盤のせん断剛性が向上したと考えられる．また，丸太の頭部を排水材と一体化し，先端を基盤層に根入れし，さらに，連結材で排水材と丸太の水平移動を拘束したことも，壁体の安定化に寄与したと考えられる．

(3)盛土の応答加速度
図-18 に各ケースの 6 秒加振における盛土天端の応答加速度（A3）の時刻歴を示す．丸太のないケース 1・2 では加振 1 秒後には基礎地盤の軟化によって応答加速度が減少するが，ケース 3・4 の丸太を併用した場合ではケース 3 で入力加速度の 1.43 倍，ケース 4 で 1.37 倍の応答加速度となっており，基盤層の振動が丸太を介して天端に作用したと考えられる．この傾向は 24 秒加振でも同様であり，盛土の振動の影響を検討する際は注意を要す
る．
(4)盛土直下地盤の応力ひずみ関係
図-19 は6 秒加振におけるケース1～4 の盛土直下G.L.90～-200 mm の層における平均的なせん断応力とせん断ひずみの関係を，加振開始後 1 秒から 5 秒まで示したも32木材工学論文報告集19, 27-33, 2021. 2

5. おわりにる遠心模型実験，ジオシンセティックス論文集，Vol.25，pp.133-140，2010．
3) 橋本涼，吉田雅穂，橋本芹菜，倉知禎直：砕石とジオシンセティックスを併用した道路盛土の液状化時変形抑制工法に関する模型振動実験，ジオシンセティ
ックス論文集，Vol.31，pp.255-260，2016．
4) 吉田雅穂，勝見大雅，井波航大，川崎始，橋本涼：砕石とジオシンセティックスを併用した新設および既設の道路盛土の液状化時変形抑制工法に関する模型
振動実験，土木学会論文集 A1（構造・地震工学），Vol.75，No.4，地震工学論文集第 38 巻，pp.326-332，2019．
5) 吉田雅穂，沼田淳紀，上杉章雄，久保 光，宮島昌克：スギ丸太を用いた液状化対策工法の検討，土木学会
第 63 回年次学術講演会講演概要集，pp.43-44，2008．
6) 吉田雅穂，宮島昌克，沼田淳紀，木内貴之，渡邉雄大，
内藤 法子：スギ丸太を利用した液状化対策工法に関する模型振動実験，第 44 回地盤工学研究発表会平成21 年度発表講演集，pp.1425-1426，2009．
7) 芹川由布子，吉田雅穂，宮島昌克：既設戸建住宅を対象とした丸太を用いた液状化対策工法に関する基礎的研究，土木学会論文集 A1（構造・地震工学），Vol.72，No.4，地震工学論文集第 35 巻，pp.489-495，2016．
8) 大木基裕，関雅樹，永尾拓洋，中野正樹：鉄道盛土における 5 つの地震時破壊形態の実験検証と合理的な耐震補強の提案，土木学会論文集 C(地圏工学)，
Vol.69，No.2，pp.174-185，2013．
9) Iai, S.: Similitude for Shaking Table Tests on SoilStructure-Fluid Model in 1g Gravitational Field, Report of
the Port and Harbor Research Institute, Vol.27, No.3, pp.324, 1988.
10) 風間基樹，豊田浩史，東畑郁生，柳沢栄司：遠心振動実験から求めた砂地盤の応力-ひずみ関係，土木学会
論文集，No.535／Ⅲ-34，pp.73-82，1996．

本研究では既に提案されている排水材と押え盛土を利用した既設の道路盛土の液状化対策工法に，丸太と連結材を用いた液状化対策工法を併用することを提案し，1G場模型振動実験によりその有効性を検討した．以下にその併用による影響について明らかとなった知見を示す．
1) 押え盛土と排水材の直下に丸太を打設することは，液状化発生時の盛土全体の沈下抑制に寄与する．しかし，丸太によって法面部と天端中心部での支持力に差が生じることが天端における不同沈下の要因となる．
2) 丸太を壁体状に打設することで，盛土直下地盤のせん断剛性が向上する．その安定性は，丸太の頭部を排水材と一体化し，先端を基盤層に根入れし，また，連結材で排水材と丸太の水平移動を拘束することで保たれる．しかし，それにより天端に地盤振動が伝播しやすくなる．
3) 上記の結果は丸太先端が基盤層に達していた実験条件に起因すると推測されるため，今後は基盤層で支持させない方法の検討が必要である．
謝辞：実験では福井工業高等専門学校の元学生，市橋有咲氏，スポジトマテウス氏，橋本拓弥氏，山本花凜氏の協力を得た．また，本研究はエターナルプレザーブ株式会社と共同で実施した．ここに記して謝意を表する．
参考文献1)
2)

日経コンストラクション：緊急現地報告熊本大地震，
5 月 9 日号，日経 BP 社，p.10，2016．
村上清基，久保幹男，松本正士，大河内保彦：ジオシンセティックスを用いた液状化変形抑制工法に関す(Received October 16, 2020)(Accepted January 31, 2021)

SHAKING TABLE TESTS ON A DEFORMATION MITIGATION METHOD FOR
EXISTING ROAD EMBANKMENT DURING LIQUEFACTION BY USINGDRAINAGE, COUNTERWEIGHT FILL, TIE ROD AND LOG
Taku IWASAKI and Masaho YOSHIDA
Small scale shaking table tests in a 1-g gravity field were carried out to evaluate effectiveness of a deformation
mitigation method for an existing road embankment during liquefaction by using drainage materials made withgeosynthetics sandwiched between gravel layer, counterweight fills made of gabion and piling logs connected by tierods. The gravel layer could dissipate an excess pore water pressure during liquefaction immediately. The gabion
could confine the slope of embankment and restrain the lateral movement of slope. The piling logs could support theslope of embankment and restrained the shear deformation of ground below the embankment. As a result, thesefunctions could restrain the deformation of embankment, however the differential settlement between crest and slope
increased in the case of using logs.

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