Specific Research Reports of the National Instituteof Occupational Safety and Health, JNIOSH-SRR-NO.35 (2007)
UDC 624.134.54 : 624.131.6 : 625.731.736 : 551.577.21 : 524.131.37 : 519.6

4．地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察
玉手

聡 *，伊藤直幸 **，遠藤明 **4. Experimental Analysis on Shallow Failure of Slope in Consideration of Relationshipbetween Ground Permeability and Precipitation Intensity.
by Satoshi TAMATE*, Naoyuki ITOH** and Akira ENDO**

Abstract: Rainstorms frequently induce slope failures that take a lot of lives and destroy many social assets.

Recent increases in both the amount of rainfall and the intensity of precipitation cause severe damages in Japan
as well as other countries throughout the world. In particular, heavy rain events induce shallow failures inslopes within short durations. Therefore, the risk of failure must be analyzed in particular sites to reduce losses
and save peoples lives. However, preliminary evaluations are not conducted well because simple methods ofanalysis are not well considered.
This study conducts a series of experimental simulations of slope failure caused by precipitation in acentrifuge. 30mm/hr of the intensity of precipitations (rp) and 300mm of the amount of rainfall (R p) were
decided as the standard conditions for heavy rain in prototype, and then these conditions were simulated in 50g
centrifuge model tests. Pneumatic spray nozzles producing fine mist atomization with mean droplet diameterof 10 - 50μm were used to simulate the equivalent impact pressure on the ground surface in the prototype.
A newly developed rain simulator composes 17 pneumatic spray nozzles that enable to give 1500mm/hrof the model precipitation intensity (rm). Measurement of slope deformation by installation of conventional
displacement transducers is not performed in these tests because these instruments disturb the uniform
distribution of precipitation. In addition, serious problem is that spray mist sticking around the instrument
accumulates so that enlarged raindrops fall on the model slope with a high impact force. Therefore, shallow
strain transducers were also developed to monitor the progress of slope failure caused by these insertions in thesurface.
Two kinds of soil materials, which are Toyoura sand and Silica100, are used in the tests to simulate different-2-3permeability (k sp) in the model grounds which are 4.0×10 (cm/sec) and 1.48×10 (cm/sec), respectively. Index ofrelative permeation (Ir) is defined as the ratio of k sp to precipitation intensity (rp), i.e. Ir =k sp/rp. In addition, twokinds of liquid are also used to give different viscosity in precipitation to investigate the relationship between rm
and Ir . Slope inclination was given to be 30 degrees and 45 degrees.
Uniform precipitation was achieved by arranging the jetting angle of the nozzles. Shallow failures wereobserved in the lower permeable ground conditions where Ir =1.78. Precipitation mobilized the saturated layer
in shallow section of the slope so that pore pressures increased by occlusion in the ground. Since predominantvertical permeation varies the thickness of the layer of saturation in the slope, the failure thickness decreases
as the angle of the slope inclination increases. Meanwhile, water dissipated in the high permeable groundcondition where Ir =50, and then slope failure did not occur. Consequently, the potential of slope failure in theshallow section basically decreases as the value of Ir increases. The potential of slope failure also increases incertain ground that has a highly permeable surface overlaying on soil with low permeability. Accordingly, it
was clarified that the potential risk of slope failure by heavy precipitations must be evaluated by consideringboth rp by weather forecasts and ksp by preliminary site investigations.

Keywords: Heavy precipitation, Slope failure, Shallow deformation, Permeability of ground, Centrifuge model

test, Pneumatic spray nozzles, Fine mist atomization, Rain simulator in centrifuge***

建設安全研究グループ Construction Safety Research Group
元 科学技術振興事業団 重点研究支援協力員 Research Fellow of JST− 33 −

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

1.

はじめに

降雨による土砂災害は数多く発生しており，平成10～14年には毎年500～2000件が記録されている。さらに近年は総降雨量1000mmを超えるような集中豪雨もJNIOSH-SRR-NO.35（2007）

Table
1 1Soilpropertiesof decomposed
granitegranite
collected
Table
Soil
propertiesof decomposedin failurescollectedof 1999 Hiroshima
to heavy
in failuresdisasterof 1999due
Hiroshimadisaster due
to heavy precipitations.
precipitations.
広島災害で崩壊したまさ土の土質工学特性
広島災害で崩壊したまさ土の土質工学特性
粘着力
（ c’）
0～8.8（kN/m 2）
内部摩擦角
（ φ）

28.8～38.2（ °）見られる。これに伴って崩壊は比較的短時間で発生して

乾燥密度
（ρd）

1.37～1.73（g/cm 3）

おり，その形態には表層崩壊が特徴的に見られる。降雨

間隙比
（e ）

各地で計測されており，いわゆる豪雨が頻発する傾向が0.53～0.92-4-2）（k ） 9.4×10 ～7.2×10（cm/sec
透水係数による斜面崩壊は地盤の飽和化に伴う間隙水圧の上昇が一つの原因であると考えられている。一方で不飽和地盤の斜面が崩壊した事例も観察されており1），このような査され，Table 15）の通り報告されている。正規圧密状

事例では斜面内部の飽和度上昇によるせん断強度の低下

態と考えられる範囲の粘着力（c ）は0～8.8kN/m2の範が崩壊の原因と考えられている。従って，降雨による斜囲に分布したが，c =0が全体の75%を占めた。また内面崩壊を予測するためには，降雨時における雨水の地盤部摩擦角（φ）の平均値は32.9度であり，透水係数の値

浸透や飽和度増加が土のせん断強度と変形特性に与えるは一般的なまさ土のそれにほぼ一致するものであった。

影響を明らかにする必要がある 。

まさ土の透水係数が比較的大きい理由は含有する鉱物1）

本研究では近年発生が多く見られる，豪雨による土砂成分とその構造にある4）。花崗岩の構成鉱物は石英分を崩壊に着目し，その発生メカニズムを遠心場降雨実験により調査した。特に本実験では微霧発生ノズルを付設し50%から70%含む。残りは長石と雲母である。水の作用により石英が細粒化し，長石と雲母は2次鉱物に変化た降雨装置を用いて，雨水の浸潤過程に発生する斜面のする。その結果，粘土分から砂分までを含む粒度配合の不安定化を実験的に調査した。さらに，地盤の透水係数

良い土が岩構造を残しながら形成される。まさ土は砂質と斜面勾配の違いが崩壊に与える影響ならびに，降雨再土に分類されるが，不飽和時には粘着力を有する。この

現に用いる液体の粘性が遠心場モデルに与える影響につ

粘着力は2次鉱物である粘土鉱物を含有することによる

いても調査した。

もので，急勾配斜面を自立させ，降雨時には崩壊を発生

本報告では遠心模型実験による新たな降雨崩壊の再現する素因となっている。

手法を紹介し，その実験的解析から得られた結果を述べ

しかし，風化した土の部分に「みずみち」が形成される。次いで施工中における労働災害防止の観点から崩壊

ると，
地下水はこの空隙を選択的に流れ空隙が拡大する。

危険性と作業中止条件の関係について考察する。

その結果，間隙比や粒度分布に比べて透水係数が高い土2.

となる。また，同一間隙比を有する不撹乱まさ土と締め研究の背景

固めたまさ土の透水係数を比較すると不撹乱まさ土のそれが1オーダー以上大きいことが知られている。

2.1 豪雨災害と地盤条件

まさ土の崩壊層厚には1m程度のものが多く見られ，

まさ土としらすは豪雨による土砂崩壊が発生しやすい

この値は透水係数に10時間の降雨を考慮して求められ土として知られている。例えば，1999年6月に発生したる飽和層厚の解析値にほぼ一致する。この層厚が1m以広島豪雨2）や1993年6月から9月に頻発した鹿児島豪雨3）下では，わずかながら存在する粘着力により崩壊しない

では甚大な被害がもたらされた。まさ土は花崗岩の風化ようである。

土であり，西日本に広く分布する。しらすは溶結してい

しらすの透水係数はまさ土に比べて1～2オーダー大ない火砕堆積物や軽石質火砕堆積物を総称したもので，

きく，透水性が高い土である。透水係数が大きい理由は

南九州に分布する。

粒子が尖った形状をしており，間隙比がかなり大きいこ

大塚らはまさ土地盤としらす地盤における崩壊の共通となどによる。しらすは尖った粒子相互のかみ合いによ

条件を次のように述べている 。

り粘着力成分を有する。従って，しらす地盤はある程度

1）降雨が不透水面まで浸透可能なほど両地盤の透水係のせん断強度を有する。しかしながら崩壊が頻発する原数は大きく，また，地表面から不透水面までの深さ

因は，その堆積状態にある。急勾配のしらす斜面に堆が比較的浅いため，表層が崩壊する。

積した新規火山噴出物が境界部で表層崩壊するためであ4）2）不飽和時にはせん断強度が比較的大きいため，急勾る。またパイピング現象や浸食が崩壊を引き起こす場合

配の斜面が平常時に存在可能である。しかし，豪雨もある。以上より，まさ土としらすはともに降雨によりはこれを不安定化させるため崩壊する。

崩壊しやすい要因を備えている。

広島災害において崩壊したまさ土の土質工学的特性が調崩壊が発生するまでの降雨量の比較をFig. 1に示す4）。

− 34 −

地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察

まさ土地帯に比べるとしらす地帯の方が，崩壊発生まで

一方，鉄道の深層崩壊では表層崩壊に比べて，発生時のにはより多くの雨量を必要とする。
この原因の一つには，

Rとrが大きくなっており，道路との違いが現れている。

しらす地帯では経常的に降雨量が多く，少量の雨で崩壊

崩壊タイプと降雨量の関係は発生時期や地域，ならびにする斜面の大半は既に崩壊していることが挙げられる。

その他の条件にも左右される。そのため，切土斜面でのその他の要因には，しらすの間隙比が大きいために，飽崩壊タイプと降雨条件の関係については必ずしも明確で和には多量の雨量を必要とすることも考えられる。従っない。
Photo 26）に道路盛土の崩壊事例を示し，Table 3に崩て，まさ土地帯としらす地帯における崩壊には降雨の浸透特性や強度特性が大きく影響している。

2.2

壊発生時の降雨条件を示す。盛土の崩壊事例は切土に比べて発生数が少ない。Rとrの平均値は前述した切土

崩壊斜面と降雨条件

道路の表層崩壊における2つの平均値と大きな差は見らPhoto 16）に示すような切土斜面の崩壊が道路と鉄道れない。以上より，切土斜面と盛土斜面の崩壊は地域を対象に調査され，崩壊タイプと降雨量の関係が示され性に大きく左右されるが，崩壊の降雨条件には，おおむている7）。崩壊タイプは崩壊面が比較的浅い表層すべり

ね一致が見られ，その平均値はおおよそR=200mm/hr，と円弧すべりを伴う深層すべりに分類されており，降雨

r=30mm/hrであることがわかった。

量は連続雨量（R）と時間雨量（r）で整理されている。
Table 2に調査の集計結果7）を示す。道路における表

2.3

既往の研究

層崩壊と深層崩壊には，Rとrに明瞭な違いは見られず，

降雨に対する斜面の不安定化に関してこれまで様々な

ほぼ同じ降雨条件で崩壊の発生していることがわかる。

研究8）～17）が実施され，崩壊メカニズムが実験的に検証されている。しかしその多くは降雨によって斜面内に形成された浸透流による崩壊，すなわち水位面分布によっ

200
しらす
まさ土(愛媛)まさ土(呉)

週降雨量 R7(mm)150て生じた流線が法先部を破壊することによる崩壊に焦点が当てられ，法先部の崩壊を契機とする進行性破壊現象の解明がなされた。一方，近年は30mm/hrを超えるよ
うな豪雨も度々見られ，これまでとは異なるタイプの斜100

面崩壊が発生している。その一つには表層崩壊がある。
表層崩壊はその発生までの時間が一般的に短い。すな

50

0

0

50

100
150
日降雨量 R1(mm)Table 2 Average values and standard deviation
values in both amounts of rainfall andintensity of precipitations at failure in cut
slopes.
切土における降雨量の平均と標準偏差200

Relationshipbetweenamountsof rainfall
Fig.Fig.
1 1Relationshipbetweenamountsof rainfall
in a week
in
a
week
and
that
in
a
day
in
regionsofand that in a day in regions of decomposed granite anddecomposed granite
andShirasu.
Shirasu.
まさ土地域及びしらす地域における崩壊発生
まさ土地域及びしらす地域における崩壊発生までの降雨量までの降雨量事例と崩壊タイプ

連続雨量 R（mm）

時間雨量 （r mm/hr）

平均値

標準偏差

平均値

標準偏差

道路

表層

229

155

38.2

23.7

深層

216

149

27.2

14.7

表層

150

69

22.7

10.3

深層

202

106

27.9

14.4

鉄道

Table 3 Average values and standard deviation
values in both amounts of rainfall andintensity of precipitations at failure inembankment slopes.
道路盛土における降雨量の平均と標準偏差Photo 11 Failure
Failure in cut slope.
高速道路の切土斜面の崩壊事例
高速道路の切土斜面の崩壊事例

盛土崩壊− 35 −

連続雨量 R（mm）

時間雨量 r（mm/hr）

平均値

標準偏差

平均値

標準偏差

247

118

37.0

17.4

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

JNIOSH-SRR-NO.35（2007）

における降雨強度（rm）はそれぞれ式（1）と式（2）で表される。

rp = Rp / tp
rm = Rm / tm

（1）
（2）

，Rmは模型に
ここで，Rpは実大における降雨量（mm）
おける降雨量（mm），tpは実物における降雨時間（hr），

tmは模型における降雨時間（hr）である。
さらに，RpとRmの間には幾何学的相似の関係より式（3）の関係が成り立つ。

Rp = n・Rm

Photo
2 SlopePhoto 2
Slope failure
failure inin embankment
embankment ofof road.
road.
高速道路盛土の崩壊事例
高速道路盛土の崩壊事例（3）

ここで，nは相似比の値であるとともに遠心加速度の値でもある。

わち，斜面内に形成される浸透流によって引き起こされ次に，地盤内における水の流れをダルシー則に基づいる崩壊と同様なメカニズムでは必ずしも合理的に説明でて，tpとtmの関係を検討する。実物における流速（vp）ときない場合が見られ，むしろ雨水が表層から浸潤する過模型における流速（vm）はそれぞれ式（4）と式（5）で表さ程に崩壊したと考える方が自然な事例も見られた。しかれる。

し，豪雨時における表層崩壊については，その発生メカ
ニズムに未解明な点が残されており，その解明には豪雨

vp = ksp・ip（4）vm = ksm・im（5）の作用による浸透状況を実験的に再現し，斜面の不安定化現象を明らかにする必要がある。

3.

遠心場降雨装置の開発と計測手法

ここでkspは実物の飽和透水係数，ksmは模型の飽和透水係数，ipは実物における動水勾配，imは模型における動3.1 遠心場における相似則の適用

水勾配である。
地盤の材料と液体の粘性が実物と模型で等しい場合

本研究では降雨を異なる2種類の液体で発生させ，崩壊現象の比較を行った。液体の一つは水であり，もう一は，式（6）の関係が成り立つ。

つはシリコンオイルである。本実験における降雨条件はksp = ksm

近年頻発が見られる豪雨をモデルに検討した。

（6）

本研究では，モデルとする実大降雨の値を，総降雨量（Rp）が300mm，降雨強度（rp）が30mm/hrに設定した。

次に，実大における動水勾配（ip）と模型における動水勾

従って，降雨時間（tp）は10hrである。遠心実験における配（im）について検討する。ipとimは式（7）と式（8）の関模型降雨条件は液体の違いにより設定値が異なる。次項

係が成り立つ。

では2種類の液体を用いる場合の設定値を相似則に基づいて考察する。

ip =

3.1.1

im =

降雨に水を用いる場合の相似則

遠心場降雨実験における降雨強度r（mm/hr）について検討する。遠心模型実験では実物の1/nの幾何学的

∆h p
∆l p

∆hm
∆l m

（7）
（8）

ここで，Δhpは実物におけるヘッド差，Δhmは模型にお相似模型がngの遠力場に設置される。模型地盤は実物けるヘッド差，Δlpは実物における距離，Δlmは模型にと同じ土質構成で作製されることを仮定し，実物と模おける距離である。

型の相似則を検討する。なお以下では添え字 p は実物（Prototype），添え字 m は1/nの縮尺模型（Model）を表

遠心模型実験では模型と実物において対応するヘッドを等しくすることが出来る。すなわち，す。

rは速度の次元を有する。実大の降雨強度（rp）と模型− 36 −

Δhp = Δhm

（9）

地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察

ngの遠心場における主な相似係数の比較をTable 4に示である。さらに，距離については幾何学的に，し，遠心場降雨実験（50g）における模型降雨の設定値をΔlp = n・Δlm（10）

Table 5に示す。

である。従って，式（11）の関係が得られる。

Table 4 Principle numbers of similarit y ratio

in using
two ofsets
of fluids
Table 4 Principle
numbers
similarity
ratiocomprisingin using two
different
viscosityincentrifuge.
sets of fluids comprising different viscosity in centrifuge.
（11）
im = n・ip
遠心力ng 場における水とシリコンオイル使
遠心力n g 場における水とシリコンオイル使用時における用時における相似係数
相似係数
以上より，式（6）と式（11）を式（4）と式（5）に代入する
使用液体
水
シリコンオイルと，式（12）が導かれる。

vm = n・vp（12）

水に対する粘性の比

1n

飽和透水係数の比（ksp/ksm）

1n

さらに，時間については，式（13）の関係が成り立つ。

tp = n tm
2・

強度（r）には次の関係が成り立つ。

3.1.2

n
1

時間の比 （tp/tm）

2

n

n

Table 5 Rain conditions at Centrifuge model tests.
Table 5 遠心場降雨実験(50g)において与えた模型降Rain conditions at Centrifuge model tests.
雨の設定値
遠心場降雨実験(50g)において与えた模型降雨の設定値
模型

（14）

降雨に粘性のある液体を用いる場合の相似則

地盤の材料は等しいが，液体の粘性が遠心加速度と同

実物
降雨強度 r（mm/hr）
降雨時間∆te

じくn倍高い場合について，相似則を検討する。
式（6）に示した飽和透水係数は，n倍の粘性を有する液体の使用により，式（15）の通り改められる。

ksp = n・ksm

n
1/n

（13）

従って，式（13）を式（1）と式（2）に代入すると，降雨

rm = n・rp

降雨量の比 （Rp/Rm）
降雨強度の比 （rp/rm）（15）

動水勾配は液体の粘性に影響を受けない。従って，式

シリコンオイル使用（粘性は水の 50 倍）

1500

10（hr） ∆tew=15（sec）

30∆teL =12（min）

雨粒径 d（mm）

1

0.02

0.02

実験容器（面積1000cm2）における必要噴霧量 S（ℓ/hr）
r

3

150
（= Srm）

3

3.2（11）と式（15）を式（4）と式（5）に代入すると，式（16）の関係が得られる。

30

水使用

雨滴の落下速度と降雨圧力の検討

遠心力場における降雨の再現では，模擬降雨による載荷圧力が過大となって地表面に働かないように条件を設定する必要がある。その理由は雨滴の落下速度が遠心場

vp = vm（16）において加速されること，ならびに雨滴の重量自体も遠心場では増加するためである。従って，遠心場における降雨再現では雨滴の落下衝撃力による浸食の発生を防止

その結果，時間の関係は，する必要があり，そのためには模型雨滴の粒径を十分に

tp = n・tm（17）小さくする必要がある。
本節では遠心場における降雨の再現に必要な条件のうとなる。従って，式（3）と式（17）を式（1）と式（2）に代ち，雨滴の落下速度と降雨圧力の条件について，理論的入する。その結果，降雨強度の関係は式（18）の通り導

考察を述べる。

かれる。

rm = rp（18）

以上の通り，降雨に用いる液体が水とシリコンオイルの場合について，遠心実験における相似則を考察した。

− 37 −

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

3.2.1

雨滴の落下速度JNIOSH-SRR-NO.35（2007）

3.2.2

雨滴は空気抵抗を受けながら落下するため，その速度

降雨によって地盤表面に働く圧力

降雨時に地表面に働く圧力について考察する。実地盤は一定値に収束する。この速度の収束値を終速と呼ぶ。

に働く圧力（Pp）と模型地盤に働く圧力（Pm）はそれぞれ

一般的には雨滴が大きいほど終速も大きくなる。終速は式（22）と式（23）により表される。

式（19）により近似的に求められることが知られている

Pp = ρpUp2（22）

Pm = ρmUm2

（23）

。

18）

U = 1767・D0.67（19）

ここで，Uは終速（cm/sec）であり，Dは水滴の直径（cm）以上であることがわかる。D=0.1cmを式（19）に代入しここで，ρ pは実大における大気中の降雨密度であり，
ρ mは模型における降雨密度である。
遠心場実験においてPmとPpが等しくなるために必要な雨滴の終速（Umr）を考察する。ここで，単位時間当たりの降雨密度の比と降雨強度の比の値は等しく，式（24）て実大雨滴の求めた終速の値Upは377.8（cm/sec）であの関係が成り立つと仮定する。

である。
Table 619）は実降雨におけるその激しさと雨滴の粒径の関係を示す。豪雨時における雨滴の平均粒径は1mmる。
Table 6 Precipitation intensity and diameters ofTable 6 Precipitation
intensity and diameters of raindrops.
raindrops.
降雨の種類と雨滴の大きさ
降雨の種類と雨滴の大きさ

もや

霧雨

しとしと雨

10µm 以下

100～
300µm

300～
1000µmρm rm=
ρ p rpすなわち，50gの遠心場降雨実験において液体に水を用いる場合は式（25）の関係が導かれ，シリコンオイル

並みの雨からスコールの場合は式（26）の関係が成り立つ。

1000µm 以上

ρm
=n
ρp
ρm
=1
ρp

次に遠心力場における終速の値を，雨滴の粒径を考慮して計算する。雨滴の直径が1から20µmにおける終速

2 r g ( ρ w − ρa )
9η a
2

U=C

（20）

（26）

れる。

ここで，Cscはカニングハム補正係数であり，rは雨滴の

Up
U mr

係数である。

Upり条件を仮定して終速計算値（Uc50）を求めた。模型雨U mr

滴の半径（rm）を実大雨滴の1/50である10µmとすると，Cscの値は1.01である。ρ wの値は1000kg/m3，ρaの値は1.1kg/m3，ηaの 値 は1.818×10-4g/cm/secで あ る。 重 力
加速度は50gとする。計算の結果，Uc50の値は60.6（cm/sec）となる。実大雨滴と50g場における模型雨滴の落下速度の比は式（21）の通り約6.2と求まる。

=

ρm
ρp

< Water >（27）< Silicon oil >

（28）

≅7

遠心場において再現する模擬降雨において，次の通U c 50< Silicon oil >（25）

めに必要なUmrの値はそれぞれ式（27）と式（28）で表さ

半径，ρ wは水滴の密度，ρ aは空気密度，ηaは空気の粘性

Up< Water >従って，50g場における実験においてPp=Pmとするたの理論解は式（20）で求めることができる20）。
sc・

（24）

=1

式（21）と式（27）の比較より，50g場における遠心場
降雨実験では雨滴の直径を20µmに設定することによって，ほぼPp=Pmが再現可能な落下速度を発生できることがわかった。なお，シリコンオイルの密度は水とほぼ同じ値である。終速がほぼ同じと仮定すると，シリコンオ

≅ 6.2

（21）

イル使用の場合は模型降雨の圧力が実際よりも小さく再現される。

従って，遠心実験では雨滴の粒径を小さくすることに
より衝突の際の速度を十分に小さくできる。

− 38 −

地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察

3.2.3

0.7

降雨分布に対するコリオリ力の影響

遠心場において運動する物体には回転方向と逆向きの雨滴の粒径

供給空圧 Pa (MPa)0.6

力が働く。この力は回転座標系をとった時の仮想的な力であり，コリオリ力21）と呼ばれる。
Fig. 2は遠心装置に搭載した模型地盤に雨滴が落下する様子を概念的に示す。遠心装置が中心Oの周りを実験
容器が角速度ωで回転する場合を仮定する。中心からの距離（x）がaの位置より雨滴が初速U0で，角度θの方向

10

µm

10

0.4
10

0.3

20µ

µm

る雨滴の運動方程式はそれぞれ，式（29）と式（30）で表
される。
m

d 2x
dy
= mxω 2 + 2 mω
dt 2
dt

（29）

d 2y
dx
= myω 2 − 2mω
dt
dt 2

（30）

m

30µm

0

5

10

Pw=0.230µm
30µm

して模型地盤の表面に均一な降雨を与える必要がある。
回転座標系における中心からの半径方向をx成分と

Pw=0.3

m

20µ
m

0.2

0.0

ような軌跡をたどる。遠心場降雨実験ではθの値を調整し，これに直交する方向をy成分とする。両成分に関す

20µm

µm

0.1

に噴射される。この雨滴はコリオリ力の作用により図の供給液圧(MPa)：Pw

0.5

15 20 25 30
噴霧量 S (l/hr)

Pw=0.1

35

40

Fig.
Influence
air supply(P a ) supply
andFig.
4 4Influenceof airofsupply
pressurepressure(Pa) and liquidbothcapacitypressureboth capacity
and(Pgrain
sizeof spraymist.
Pw) on supply
pressure (liquidw ) onof spray mist. d)に与える
and grain sizeS)と雨滴の粒径(
ミストの噴霧量(
ミストの噴霧量S）と雨滴の粒径（d ）に与える供供給空圧(P（a)と液圧(Pw)の影響と液圧（P w）の影響
給空圧（Pa ）ここで，mは雨滴の質量であり，tは任意の時刻である。
Fig.2に 示 す 各 変 数 の 値 を 遠 心 実 験 の 条 件 で あ る

a=1.8m，b=2.0m，U0=10（m/sec），遠心加速度50gに対応する角速度（ω）=15.71（rad/sec）としてミストの落下軌跡を解析した。
Fig. 3は解析的な雨滴の落下軌跡に与えるθの影響を

y

模型地盤
の表面

雨滴の軌跡

実験容器

U0

降雨の噴射位置θ0

底面x示す。x=2mにおけるyの値は雨滴が地盤表面に着地したときの偏心距離を意味する。θ=17度の場合はx=2mにおいてyの値がほぼ0である。なお，本解析では雨滴が受ける空気抵抗を落下速度に考慮していない。そのため最適な降雨分布の再現条件は後述する確認実験の結果に

角速度 ω

基づいて最終決定した。

a

O
遠心装置の
回転中心

b

Fig. 2 Schematic Fig. of raindrop falling locus incentrifuge.
遠心力場における雨滴の落下軌跡

3.3

遠心場降雨装置の開発

3.3.1

噴霧ノズルの性能

ng遠心場における降雨の再現では，雨滴が地盤に落下した際の載荷圧力を，その衝撃によって破壊させない

着地点の偏心距離 y (cm)54

噴射初速(U0)：10m/sec
遠心加速度：50g

3レベルに低減する必要がある。そのためには，次の条件
θ : 噴射角を満足する必要がある。

1）模型降雨の雨滴粒径が（1000/n）µm程度，すなわち本研究では20µm程度を再現できること。
2）雨滴の発射速度をできる限り小さくすること。
また，水使用の実験では模型の降雨強度（rm）にrp×nの値が要求され，本研究ではrmが1500mm/hrに達する。

θ = 30度

2

θ = 17度

1
0-1 噴射位置

θ = 10度

従って，大量の微小なミストを実験容器内に再現し，こ地盤表面れを可能な限り均一に与える必要がある。

-2
1.80

1.85
1.90
1.95
2.00
回転中心からの距離 x (m)これらの条件を満足する模型降雨を再現するために，

2.05

本研究では（株）いけうち製の微霧発生ノズル（BIMVシ

Fig.Fig.
3 3Analyticallocuslocus
of a raindrop
in 50g ofAnalyticalof a raindrop
in centrifuge.
50g ofcentrifuge.50g 場における雨滴の落下軌跡
解析的に求めた
解析的に求めた50g場における雨滴の落下軌跡

リーズ）を用いた。このノズルは2流体ノズルとも呼ばれ，液体と空気を加圧して供給することよって微霧（ミスト）を発生するものである。

− 39 −

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

Fig. 4にBIMVノズルの基本的特性を例示する。噴霧量（S）と雨滴の大きさ（d）が，液圧（Pw）と空圧（Pa）のJNIOSH-SRR-NO.35（2007）

を配置し，降雨の開始と停止を遠隔操作することができる。

違いにより変化している。Pwの値が異なる3つの性能曲

Fig. 5は降雨装置における供給水圧（Pw）と供給空圧線を比較すると，Pwの値が減少するに伴って，同一Sの（Pa）のフローを示し，式（32）と（33）に元圧力P1とP2発生に必要なPaの値は小さくなっている。一方，dの値との関係式を示す。個別に配置された2系統の圧縮空気は逆に大きくなっている。

がロータリージョイントを介して遠心装置内に導かれてノズル型式の選定では，既往の研究に見られた斜面のいる。一方の系統では空気圧（Pa）を直接，微霧ノズル

衝撃的な破壊を防ぐためにdの減少を重要条件に位置づに供給する。もう一方の系統では空気圧を水タンクに接けた。これと同時に，雨滴の初速を小さくするために，続して，水圧を発生させる。空圧と水圧の供給経路にはPaの値は極力小さく設定する必要があった。その結果，
本研究ではBIMVシリーズの小噴量扇形モデルである

BIMV45075を実験に用いることとした。このモデルは噴霧角度が45度であり，空気消費量が平均75 /minのものである。このノズルの噴霧性能をTable 7に示す。

BIMV45075に 供 給 す る 圧 力 をPa=0.3MPa，Pw=0.15MPaに決定し，d <20µmの噴霧を可能にした。
次にこの条件に基づいてノズルの必要本数を求めた。
ならびに，供給する圧力Pa=0.3MPaとPw=0.15MPaの時における噴霧量（Sc）の値を用いて，ノズルの必要本数を式（31）により求めた。その結果，本数は17本に決定した。

Srm/Sc = 16.7 < 17

3.3.2

Pw (MPa)

Table 5に示した水使用の実験における必要噴霧量（Srm）

Table 7Table
Pe 7r f oPerformancer m a n c e o fofmisn oz zle( M o d el
mistt nozzle(Model
BIMV45075
IKEUCHIco.). .
BIMV45075
IKEUCHIco.)
ノズルの噴霧性能（いけうち製
BIMV45075）
ノズルの噴霧性能（いけうち製BIMV45075）
供給空圧 Pa (MPa)
0.2
0.3
0.4
0.5
9.5
4
0.1
20
10
19
9(=Sc)
4.4
0.15
30
15
5
30
17
9
4
0.2
40
20
10
10
41
24
17
0.3
40
25
15

上段は，降雨の 1 本当たりの噴霧量 S（mm/hr）を示す．
c
下段は，雨滴の粒径 d(µm)を示す．

（31）

2列に配置した噴霧ノズル
左(回転方向)：9個，右：8個ノズルの配置と水・空気の供給システム

Photo 3は実験容器に取り付けた噴霧ノズルの状況を示す。17個の噴霧ノズルが容器天端の長手方向に対して平行に2列配置されている。遠心装置の回転方向は，

噴霧ノズル

Photo 3に向かって左側である。
先の理論的な落下軌跡の検討ではノズルが1列設置を仮定した。しかし，必要噴霧量を供給するためにノズ
ルは2列設置が必要となった。そこで，最適なノズルのPhoto
Photo33 Mist
Mistspray
spraynozzles
nozzlesset
setby
by twotwo columns.
columns.
2
列に配置した噴霧ノズル
2列に配置した噴霧ノズル

設置角を実験により，直接的に調査した。異なる傾斜角の組み合わせを与えて降雨分布の確認実験を実施した結果，2列に異なる傾斜角を与えることによって，ほぼ均

風防カウル

噴霧
ノズル

空圧(Pa)

一な分布を再現できることがわかった。そして，遠心装置の回転方向に対して上手側，すなわちPhoto 3の左側には鉛直に対して18度を，もう一方の下手側には42度を与えることとした。

水圧(Pw)
ソレノイドバルブ

Photo 4は遠心装置のプラットフォームに搭載した実水タンク

験容器と降雨装置の配置を示す。実験容器はプラット
フォームのほぼ中央に設置し，斜面の向きは遠心装置の回転方向に対して垂直である。実験容器の上部には風防カウルを取り付けて，模型地盤を密閉した。加圧された
空気と液体はそれぞれ独立したチューブを経由してノズルに供給される。チューブの途中にはソレノイドバルブ− 40 −

プラットフォーム
排水タンク

Photo
Overview
centrifuge
rainsimulator.
simulator.
Photo
4 4Overview
of ofcentrifuge
rain
遠心場降雨装置の配置状況
遠心場降雨装置の配置状況

地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察

ソレノイドバルブが独立して備わり，これを開閉するこは，受圧面積が小さな圧力計（共和電業PW-2KASF4，とによって噴霧の開始と停止をコントロールすることが定格容量200kPa）を9個配置した。
Fig. 6のa）とb）は降雨の載荷圧力（pr）の時刻歴応答を可能である。

水使用とオイルミスト使用の実験について示す。両実験に共通して，各prは降雨の開始前に約1kPaの初期値を示している。これは圧力計の感受部が50g場において自重で変形したための反応と見られる。本実験では先に述べた異なる液体を使用した場合の相似則に基づいて，水使用の実験では1500mm/hr，シリコンオイル使用の実験では30mm/hrの降雨を与えた。
水使用の実験ではte =700secより降雨を開始した。これに伴って各prの値には明確な応答が見られる。prの値には設置位置の違いにより差が見られ，その値は2から
Fig.
Water
pressure
in centrifuge
supplysupply
system.
Fig.5 5 AirAirand
and
Water
pressure
in centrifuge
遠心場での空圧と水圧供給システム
system.
遠心場での空圧と水圧供給システム

6kPaの間に分布している。各prは降雨中にその値がほぼ一定を維持している。pr3とpr4の最大値は5から6kPa
7噴霧

降雨の載荷圧力 pr (kPa)

圧力計

小型計量カップ（32）（33）

容器壁面(鉄壁)側

4

アクリルガラス面側

2

250

発生降雨分布の確認

径22.5mm，深さ31mmを有し，実験容器の半面に5行6列で等間隔に配置した。さらに，これらのカップの間に

単位：
mm

pr2
pr1

1

100 200 600 700 800 900
経過時間 te (sec)1000 1100

降雨 ( 噴霧)中

6
シリコンオイル使用実験
降雨強度(rm ：30mm/hr)
実大降雨強度(rp：30mm/hr)

pr4

5
4
3

pr3

pr2

2
1
pr1

0
100

200
300
400
経過時間 te (sec)500b） Silicon oil usage.

実験容器内における降雨分布とその載荷圧力の分布を50g場で計測した。Photo 5は実験に使用した小型計量

pr3

40

90

7

（34）

カップと圧力計の配置状況を示す。小型計量カップは内

40

pr4

40

③

④
40

0

3.3.3

②

200

3

40

圧力計 Pr①a） Water usage.

降雨の載荷圧力 pr (kPa)Pa = P1
Pw = P2 − P3
P3 = n・γw・h

C.L.

0

力の調査（左：小型計量カップと圧力計の配置，右：噴霧の様子）

た。

5

0

Photo
Investigationof distributionof bothPhoto
5 5Investigationof distributionof both precipitation
intensityandpressureon theprecipitation
intensity and pressure on the plane of testing container.
planeoftesting
container.
実験容器内に分布する降雨強度と降雨圧力の調査
実験容器内に分布する降雨強度と降雨圧(左：小型計量カップと圧力計の配置，右：噴霧の様子)

Pwを発生させるために，水タンク内の水面とノズル
位置のヘッド差（P3）を考慮してP2の値を決定した。P3は式（34）により求める。さらに，水タンク底面では静水圧を実測することによってPwの設定精度を向上させ

降雨(噴霧)中

水使用実験
降雨強度(rm ：1500mm/hr)
rp：30mm/hr)
実大降雨強度(6

Fig.
of interpreted
Fig.66 Pressure
Pressuredue
duetoto30mm/hr
30mm/hrof interpreted
precipitationin 50ginof50g
centrifuge
condition.
precipitationof centrifuge
condition.
50g 場において換算降雨強度(を与えたrp )30mm/hr（rp）30mm/hrを50g場において換算降雨強度
与えた時の載荷圧力
時の載荷圧力(（pr p)の応答r）の応答− 41 −

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

JNIOSH-SRR-NO.35（2007）

を 示 し， 比 較 的 圧 力 が 高 く な っ て い る。 一 方，pr1は2kPa程度と小さな値を示し，実験容器の境界付近では

65

150

圧力が小さくなる傾向を示す。

55
45

100

te=950secの時に液体側のソレノイドバルブを閉じて降雨の載荷を終了し，その100sec後に空圧のバルブを

35
25

50

閉じた。液体のバルブを初めに閉じる理由はノズル内に

15-200 -150 -100 -50

残留した僅かな液体を空圧で完全にミスト化して吐き出少が見られる。これは残留液体の吐き出しに伴うミスト濃度の低下と，Pwの停止に伴う空気消費量の増加によっ

50

100 150 2005a) Water usage.

させ，水滴が集中的に落下することを防止するためである。降雨載荷の終了によりprの値にはゆっくりとした減

0

150

80

100

てPaの供給圧力が低下したためと考えられる。
シリコンオイル使用の実験ではte =20secより降雨を開始した。prの値には水使用の場合と同様に増加が現れ，その後一定となっている。

prの値は1から4kPaの間に分布が見られ，水使用の場
合に比べて小さくなっている。すなわち模型の降雨強度の違いにより，prには差が現れている。

7

50

50

20
-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

b) Silicon oil usage.
Fig.Fig.
7 7Distributionsof interpreted
precipitation
intensity
Distributionsof interpreted
precipitation
intensity(mm/hr)incentrifuge.
(mm/hr) in centrifuge.
遠心場における実大換算降雨の強度分布（単遠心場における実大換算降雨の強度分布(単位：mm/hr)
位：mm/hr）

以上より，本装置が再現する降雨によって地盤表面に
降雨(噴
霧)中
水使用実験

降雨の載荷圧力 pr (kPa)

働く圧力は，水使用の実験では6kPa以下，シリコンオ
6 降雨強度( rm )：5100mm/hr(実大
降雨
強度 rp0：3mm/hr)
イル使用では4kPa
以下と十分に小さいことがわかった。

従って，本装置が発する模擬降雨は，斜面を破壊させる
5 C.L.

100ほどに大きな載荷圧力を発しないことが明らかになっ容器壁面(鉄壁)側

4

圧力計 P r

①

40

pr4

pr3

80

40

通過質量百分率 (%)

た。

Fig. 7は小型計量カップの集水量より計算した実大換
②
③
200

40

④
3
算降雨強度の分布である。水使用とシリコンオイル使用
40

40

pr2

90

の両ケースにおいて，分布に類似性が見られる。容器の単位：
アクリルガラス面側

2
短辺方向に対して中央付近に値の増加が見られ，アクリ
250mm

ルガラス面及び鉄壁面側の近傍では減少している。降雨

pr1
1の落下時に働くコリオリ力はノズルに与えた傾斜により0における降雨強度の平均値は40.7mm/hr，シリコンオ
イル使用では47.2mm/hrである。従って，換算降雨強

0

60
豊浦砂
40
20
0
1E-3

補正され，中央付近に最大値が見られる。なお，水使用

シリカ1000.01

0.1
粒径 (mm)1

Grain
accumulation
curvessilicaFig.Fig.
8 8Grainsizesize
accumulation
curvesof ofsilica100100and
1000
1100Toyoura
and Toyoura
sand. sand.
シリカ100と豊浦砂の粒径加積曲線
シリカ
100 と豊浦砂の粒径加積曲線

100 200 600 700 800 900
度には若干の差が生じている。
経過時間 te (sec)Table 8 Types
Typesofofmodel
modelgroundgroundandandProperties
Propertiesofofsoils
soilsininCentrifuge
Centrifugemodel
modeltests.
tests.
遠心場降雨実験における模型地盤の種類と試料の特性
遠心場降雨実験における模型地盤の種類と試料の特性
遠心場降雨
実験の名称
Cs1
Cs2
Cs3
（2層地盤）
Cs4
Cs5
Cs6

斜面
勾配
30°
45°
30°
45°
30°

液体の種類

（cm/sec）
飽和透水係数 ksm
1.48×10水（ksm=ksp）-3

表層：4×10-2
下層：1.48×10-3
4×10-2

試料
シリカ 100

表層:豊浦砂 豊浦砂下層:ｼﾘｶ 100 0.15
（mm）
豊浦砂

シリコンオイル
2.96×10-5
シリカ 100（ 比重 0.96，（ksp の 1/50 とした推定値）
45°
粘度 48.8mm2/hr）− 42 −

平均
粒径
30
（µm）

30
（µm）

乾燥密度（g/cm3）

目標 Dr
（%）

ρd

ρdmax

ρdmin

50

1.35

1.61

1.17

70

1.57

1.66

1.34

50

1.35

1.61

1.17

地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察が作用した際の崩壊挙動を比較することが可能である。

1500

サクション ψ (kPa)なお，シリカ100と豊浦砂のksmはまさ土としらすの値

シリカ1001000にほぼ一致している。本実験における降雨条件は近年頻発が見られる豪雨をモデルとして，総降雨量（Rp）が500
60

300mm，降雨強度（rp）が30mm/hrを設定した。従って，
降雨時間（tp）は10hrである。

豊浦砂

40
20
0
0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

体積含水率 θ間隙水圧計（pwp）

Fig.9 9 AAwater
watercharacteristic
characteristiccurve
curve
silicaFig.
of ofsilica100100andand Toyoura
sand. sand.
Toyoura豊浦砂とシリカ100で作製した模型地盤にお豊浦砂とシリカ
100 で作製した模型地盤におけるける水分特性曲線
水分特性曲線

C
G

J

F

I

E

H

30cm

pwp

D

9
8
6

10

6c

cm

m

9c

1

m

ン

ガ

ー

ター

5
4

7
10cm

B

イ

10

3
2

⑤
④

排

30cm

A

レ

表層ひずみ計（sps）

水

ドレ

ー

ン

20

②

③

15cm

15cm

cm

D

①
15cm

5cm

Fig. 11 Model ground with pour water pressure

Fig. 10 Model ground with pour water pressuret r a n s d u c e r s（ p w p ） a n d s h o r t s t r a i ntransducers(pwp) and short strain transducers(sps) in Cs1.
（sps ）in Cs1.
transducers
間隙水圧計()と小型表層ひずみ計(
)を配置
pwp
sps
間隙水圧計
（pwp
）
と小型表層ひずみ計（sps）
した模型地盤の概要(Cs1)を配置した模型地盤の概要
（Cs1）

Fig.
Process inin preparation
preparation ofof modelFig. 10
9 Processmodel grounds.
grounds.
模型地盤の作製フロー
模型地盤の作製フロー

Table
in details.
details.
Table 99 Explanation of preparations
preparations in
作業項目と内容
作業項目と内容
記号

項目の内容

A

容器内に水をはる

B

水中落下法により試料を堆積

C

容器内にシャベルで乾燥試料を投入

D

pwp のイニシャルを実行し計測を開始

E

コックを開いて排水させる

F

容器上部にフタをして密閉G空圧を与えて排水(35kPa)

H

遠心加速度上昇(50g)I微弱な降雨を与える

J

湿潤

3.4

模型地盤の作製と降雨条件の設定

3.4.1

地盤試料と降雨条件の設定

6mm

7mm

11mm

8.5mm

セラミックディスク
タイプ

メッシュ
タイプ

Photo 66 Model
Model ofofpower
powerwater
waterpressure.
pressure.
Photo
小型間隙水圧計()外略図
pwp
小型間隙水圧計（pwp ）外略図

pwp
水面

Table 8に示す2種類の試料を用いて模型地盤を作製した。試料の一つは「シリカ100」であり，細粒土である。
もう一つは豊浦砂であり地盤工学の研究に広く用いられている標準試料である。両試料の粒径加積曲線をFig. 8に示し，水分特性曲線をFig. 9に示す。
Table 8から分かるように透水性が異なる地盤に豪雨

液体で満
たされた
計量カップ

堆積した試料Photo
7 Installationof pwpby using
a cup
intointo
the themodel
Photo
7 Installationof pwpby usinga cup
groundwithout
exposure.
model
groundwithout
exposure.
計量カップを用いて間隙水圧計(pwp)を水深状態で移動
計量カップを用いて間隙水圧計（pwp ）を水浸状態で移動設置する様子
設置する様子− 43 −

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

3.4.2

模型地盤の作成方法

JNIOSH-SRR-NO.35（2007）

した検知装置を模型実験用に小型化したものであり，別試料は水中落下法により容器内に堆積させた。この方法を用いた目的は次の2つである。第一は均質な密度の報22）ではこれを実大実験用の表層ひずみ計と区別して（mini SPS）と呼んでいる。

模型地盤を作製するためである。第二は地盤内のサク

本 研 究 で は2種 類 のspsを 製 作 し た。spsの 外 観 をションを測定するためである。サクションの測定では後Photo 8に示す。一つは長さ35mm，
幅5mm，
厚さ0.3mm

述する間隙水圧計（pwp）を用いた。

の小型薄鉄板の両面にひずみゲージ（KYOWA KFG20-120-C1-11）を貼り付けたものであり，Photo 8の左側に示す35mmタイプである。このspsをR3503タイプと呼ぶ。このspsの片端は地盤への貫入を容易にするために，三角形を成している。他端には5mm角の突起が乾燥した地盤に間隙水圧計（pwp）を直接設置すると過大なサクションがpwpに働き，圧力の連続が保たれなくなる。従って，乾燥状態から不飽和化させる方法ではサクションの値を計測することが難しい。そのため本研
究では，初めに水浸させた飽和状態の地盤にpwpを設置し，その後に不飽和化させる過程でサクションの測定をひずみゲージ
KFG-20-120-C1試みた。模型地盤の作製フローをFig. 10に示し，その内容をTable 9に示す。Fig. 11は30度の勾配を有する斜面に後述する計測装置を設置した様子を示す。

ひずみゲージ
KFG-6-120-C1

ホルダー

5mm

5mm

ホルダー

35mm

3.5

斜面崩壊における計測と観察の方法

3.5.1

間隙水圧の測定方法

15mm

厚さ：0.3mm

模型地盤内における間隙水圧及びサクションの計測を試みた。計測にはPhoto 6に示すSSK製の小型間隙水圧計（P303AV-5）を用いた。使用した間隙水圧計（pwp）

厚さ：0.1mm

Photoof short
short strainstrainPhoto88 Plane
Planeviews
viewsofof two
two kinds
kinds of) those aredifferent(spsdifferent
transducerstransducers(sps) those are
in bothlengthinand
both length thickness.
and thickness.
長さと厚さが異なる2種類の表層ひずみ計
長さと厚さが異なる 2 種類の表層ひずみ計(sps)（sps ） タイプ，右：15mm タイプ)
(左：35mm（左：35mmタイプ，右：15mmタイプ）

は定格容量が490kPa，出力5000µεである。

pwpは異なる2つのタイプのフィルターを備わるものを用いた。一つは#100のメッシュタイプであり，もう一つは細孔経が1µmのセラミックディスクである。メッラジオペンチ表層ひずみ計sps

シュタイプは圧力の変動に対して応答に要する時間が短
く反応は敏感であるが，測定可能な負圧のレベルは小さい。一方，セラミックディスクは高い負圧の測定が可能であるが，その応答は鈍い。なお，pwpの設置位置とその種類は実験毎に異なるため，後述するそれぞれの結果

スケールにおいて個別に条件を記述する。
Fig. 10に示す実験Cs1では斜面表層にセラミックディ

Photo 99 Installing
Photo
Installing thethe spsmodel slope.
slope.
sps inin modelspsの貫入設置と設置後の斜面状態
sps の貫入設置と設置後の斜面状態

スクタイプを配置し，大気圧状態となる地盤底部にはメッシュタイプを配置した。なお，斜面中央の表層1カ所には両タイプのpwpを併置して，応答を比較した。すなわち，メッシュタイプは①，④の位置，セラミックタ

ブリッジボックス

イプは②，③，④，⑤の位置に設置した。なお，pwpのワイヤー設置はフィルター部の飽和状態を維持させつつ行った（Photo 7参照）。
3.5.2

データ集録装置

ワイヤー式変位計
表層ひずみ計(sps)

表層ひずみの計測方法

斜面の崩壊計測には通常，接触型ならびに非接触型の変位計が多く用いられる。しかし降雨実験では一般的な変位計はミストの落下等の障害となることから，使用することができない。本研究では斜面の変動計測に表層ひずみ計（sps）を自作して，用いた。なお，このspsは斜面工事における崩壊検知を目的として当研究所で開発

Photo 10Photo
10 Investigation
Investigation ofof thethe relationshiprelationshipbetween
betweenand (rs)
interpreted
rotationalangle(θinterpreted rotational angle (θeq) and response ofeq )strain
r
)
of
sps.
response of ofstrain(sps. s
表層ひずみ計（sps ）の応答ひずみ（r s）と換
表層ひずみ計(sps)の応答ひずみ(rs)と換算せん断ひずみ）の関係の検定（左：算せん断ひずみ（θeq(θeq)の関係の検定(左：側面図，右：正面図)− 44 −

側面図，右：正面図）

地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察

与えられている。これは斜面に挿入する際にラジオペン

直力が同時に載荷されたようである。その結果spsにはチで保持するための部分であり，ひずみゲージのリード

水平力と鉛直力が同時に載荷され，非線形な応答が現れ線を破断しないための工夫が施されている。斜面に挿入た。従って，実際の崩壊実験では，より直線的な関係にされるspsの様子をPhoto 9に示す。なお，spsの表面における計測が実施されるものと思われる。
解析的に求めた近似直線の傾きは0.00389であり，相は防水処理が施されている。

断変形はspsを曲げ変形させる。実験ではこの変形によ

関係数は約0.90である。従って35mmタイプのspsは，
rs=1000µεの時にθeqが約４%であることを意味する（式（36）参照）。なお，同様の手法により15mmタイプのrsとθeqの関係を調査し，近似直線を求めた結果，直線の傾きは約0.00217であり，相関係数は約0.80であった。
すなわち15mmタイプのspsは，rs=1000µεの時にθeqが約2%である（式（37）参照）。rs増分に対するθeq増分は35mmタイプに比べて約半分であり，相関係数にも減少

る応答ひずみ（rs）を計測した。spsの曲げ変形とrsの関が見られた。

も う 一 つ は 長 さ15mm， 幅5mm， 厚 さ0.1mmの 小型 薄 鉄 板 の 両 面 に ひ ず み ゲ ー ジ（KYOWA KFG-6-

120-C1- 11）を貼り付けた同様なspsである（Photo 8の
右，15mmのもの）。このspsをR1501タイプと呼ぶ。斜面にspsを設置した後の様子をPhoto 8の右側に示す。
ひずみゲージのリード線は2ゲージアクティブ法でブ
リッジボックスに接続した。斜面表層に発生したせん

係を明らかにするために検定実験を行った。その様子をPhoto 10に示す。spsの下端を治具に固定し，上端にワθeq_R3503(%) = 0.004 × rs(με)（36）θeq_R1501(%) = 0.002 × rs(με)（37）

イヤー式変位計を接続した。

spsのホルダー部分を手動で水平に前後させ，この時のrsと水平変位（sh）の関係を記録した。そして，spsの有効長（le）30mmに対するshの割合を換算せん断ひずみ（θeq）と定義し，式（35）により求めた。
θ eq =

3.5.3

崩壊挙動の撮影

崩壊挙動の観察では，3台のCCDカメラを用いて動画

sh× 100(%)
le（35）

を撮影するとともに，1台のデジタルカメラを用いて静止画を撮影した。

Fig. 12はrsとθeqの関係を示す。rsとθeqは直線関係を有プラットフォーム上におけるCCDカメラの配置をすることが理想である。しかし，実験結果にはヒステリ

Photo 11に示す。CCDカメラ（1）とデジタルカメラをシスが見られ僅かに非線形性が現れている。この非線形プラットフォームの端部に設置し，実験容器の全体側面な応答の発生原因は，本実験における水平変位の与え方を撮影した。すなわち，実験容器のガラス面を通して模に問題があったためと考えている。

型斜面が崩壊する様子を撮影した。なお一般的な崩壊の検定実験ではspsのホルダー部分を指先で押さえ，上観察では，模型地盤の側面に格子線を着色する方法23）や端に水平変位を与えた。しかし，この時に僅かながら鉛

色砂を一定間隔で堆積させる方法24）が用いられる。しか換算せん断ひずみ θeq(%)

6

遠心実験用表層ひずみ計(sps)4
2

CCDカメラ(1)0CCDカメラ(2)

-2

水タンク
照明

-4

qeq=0.00389×rs-0.07723

デジタルカメラ
静止画

分散0.90167
反時計回りを正

-6
-1000

-500

0
500
応答ひずみ rs (µε)

1000

回収タンク

1500

Photo 11 Two CCD cameras for observation of a slope

Relationshipbetweeninterpreted
rotationalangle
Photo 11 Two CCD
for observation of a
Fig.Fig.
11 12Relationshipbetweeninterpreted
rotationaland camerasa reservoir.
angle (θeq ) and response of strain (r s).
slope
and
a
reservoir.
(θeq) and response of strain (rs).
斜面と水タンク観察のために設置した 2 つの CCD カメラ
応答ひずみ（r s）と換算せん断ひずみ（θeq ）の斜面と水タンク観察のために設置した2つ)と換算せん断ひずみ()の関係rθ
応答ひずみ(eq
関係 sのCCDカメラ− 45 −

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

JNIOSH-SRR-NO.35（2007）

味する。シリカ100による模型地盤ではIr =1.78であり，後述する豊浦砂のケース（Ir=50）に比べて相対的に透水

CCDカメラ(3)(防水処理)

性が低い条件である。
本節では降雨実験における間隙水圧計（pwp）と表層ひずみ計（sps）の基本的な計測結果を述べる。
4.1.1

降雨装置
噴霧ノズル

間隙圧力の応答

Fig. 13は遠心加速度の増加時における模型地盤内の間隙圧力の計測値を例示する。模型地盤はあらかじめ

表層ひずみ計(sps )加圧法により第一段階の不飽和化が施されている。この
模型地盤の底面には排水条件を与え，遠心加速度を50g

レインガーター

Photo
12 Waterproofed
CCD CCD
cameramountedin container.
Photo
12 Waterproofed
cameramountedincontainer.
防水処理を施した
CCD カメラの設置状況

まで段階的に増加させた。図中に示す曲線の番号は先のFig. 11中に示したpwpの番号に一致している。経過時
間隙圧力 u (kPa)，遠心加速度 n (g)

防水処理を施したCCDカメラの設置状況

し，本実験ではいずれの方法も用いなかった。その理由は次の2つである。第一の理由は，降雨による斜面崩壊
が必ずしも平面ひずみ的に発生しないことである。第二の理由は，斜面表層が降雨により流動化する過程で着色材料が混合し，変形を識別することが困難になるためである。

CCDカメラ（2）は降雨用の水タンクと容器から排水された水の回収タンクの撮影に用いた。その目的は水タンクにおける水位低下の量より与えた降雨量を確認する

遠心加速度の上昇時(Cs1)

40

0

pwp 2

-20

ことと，回収タンクの水量を確認するためである。

0

した。このカメラは斜面の法先側に設置し，容器上端よりつり下げた治具に固定した。降雨装置からの噴霧がCCDカメラに直接作用するため，ラップによる入念な防水対策を施した。

20

40
60
経過時間 te (min)4.1

低透水性のシリカ100地盤に水降雨を与えた実験

シリカ100を用いて斜面勾配が30度と45度の模型地盤を作製し，実大換算の強度（rp）が30mm/hrの降雨を水使用により与える実験を行った。この模型地盤の飽和
透水係数（ksm）は約1.48×10-3（cm/sec）である。本研究では実大のkspに対するrpの比を降雨浸透指標（Ir）と定義

間隙圧力増分 Δu (kPa)

降雨による表層斜面の崩壊再現と観察

し，崩壊に与える地盤の透水性の影響を調べた。
Ir =

k sp
rp

80

100

Fig.
in modelgroundwhile while
increase
Fig.1213 Pore
Porepressurespressuresin modelgroundaccelerationinCs1.
increaseofcentrifugalof centrifugal acceleration in Cs1.
遠心加速度の増加時における模型地盤内の遠心加速度の増加時における
間隙圧力
（Cs1）
模型地盤内の間隙圧力(Cs1)
4

4.

空気混入

pwp 3

CCDカメラ（3）はPhoto 12に示すように，実験容器の内部に設置した。広角レンズを用いて斜面全体を撮影

pwp1

遠心加速度

20

∆te

:降雨中(Cs1)○ メッシュ
単位：mm

3○ pwp490○
pwp3○ pwp1

○
pwp2

100

2

150

150

150

pwp 4

1

300

pwp 2

80
50

pwp 3
pwp1

0
（38）

0

5

10
15
経過時間 te (sec)20

Fig. Fig.
13 14Porewith 30mm/hr
30mm/hrof of
Porepressurepressure responses
responses withofinterpreted
precipitation
intensityinterpreted
precipitation
intensity
at at
50g50gof Cs1.
た降雨に対して透水可能な状態にあることを意味する。
Cs1.
50g 場における換算降雨強度(rp )30mm/hr による
一方，Ir<1の場合はksp と rpの相対的な条件からに降雨（r s）30mm/hrに50g場における換算降雨強度
間隙圧力増分( ∆u)の応答

Irの値が大きい場合はksp > rpであり，地盤は与えられが地表に湛水又は斜面を流下する状態にあることを意− 46 −

よる間隙圧力増分（θu ）の応答

地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察

間（te）が0の時の各pwpの値は加圧法により不飽和化し雨強度100mm/hrを与え，内部の間隙圧力の変化を計測た時に計測された最終値である。

し，同様な∆uの増加現象を記録している。そして，そ地盤底部に設置したpwp1には遠心加速度（n）の上昇の発生原因は浸潤前線の降下に伴って間隙空気が閉塞さに伴う増加が見られる。しかし，pwp1の値は te=74min

れたことによるものであると述べている25）。本研究でもの時，すなわちn=40gの時に減少を示し，その後pwp1

同様な閉塞現象の発生が確認された。

は約3kPaに収束した。これは遠心加速度の載荷により

te=0～5secにおいてはpwp2とpwp3の曲線がほぼ一致

地盤内の水が下方に移動したために，底面での間隙水圧している。しかし，te >5secではpwp2の曲線の傾きがが上昇したことを表している。しかし，n=40gの時にそpwp3のそれに比べて僅かながら大きく現れ，te =16sec
では∆uが3kPaを示している。同じく斜面表層に設置したpwp4に比べてpwp2の値が1kPa大きい原因は，斜面
上方からの水がpwp2付近に集水したためと考えられる。

の水は容器外に排水されたため，pwp1の値は減少している。

pwp2とpwp3はpwp1よりも上方位置の間隙圧力を示す。te=0から74minの間では，pwp2とpwp3の値に増減がほとんど見られない。しかし，te=74minからはpwp1と同様な減少が見られる。pwp2はマイナスの値を示しており，サクションが計測されている。しかしながら，その直後に値は急増してゼロに至っており，圧力の連続

遠心場における不飽和浸透解析を行って本実験における降雨の浸潤過程を解析的に確認した。本解析ではRichardsが導入した土壌水分容量Cを用いたポテンシャ
ル方程式に，Soga et.al26）が示した遠心場における適用手法を用いた。解析の基本方程式を式（40）に示す。

が保たれなくなったことを示している。この圧力の不連続化の発生には2つの原因が考えられる。
第一は生じたサクションの値がメッシュのAEV値よシリカ100地盤（50ｇ場）
実大降雨：30ｍｍ/hr × 10時間
遠心場降雨条件：1500mm/hr × 15秒
体積含有率分布Δte =0 sec

りも大きかったことが考えられる。値の急増直前はサク

Δte =6.25 sec

ションが-10kPa程度であった。AEV値の不足による問題を解決するために，後述する他の実験ではセラミック
ディスクが備わるpwpを併用することとした。第二は模型地盤の変形に伴うpwpと土の間の接触状態の変化，すなわち土とメッシュの間に空隙が生じて圧力が不連続にΔte =12.5 sec

なったことが考えられる。以下では，間隙圧力の計測に生じる値の不連続要因をともに空気浸入と呼ぶこととす

Δte =18.25 sec

る。pwp3の設置高さはpwp2と同じであるにもかかわらず，計測値には差が見られる。pwp3の曲線にも同様な

a）30 degree of slope inclination（Cs1）.

空気浸入による値の急増が見られ，その値は約-10kPaに収束している。従って，pwp3の計測値には-10kPaのドリフトが生じており，計測値には誤差も見られた。
Fig. 14は降雨の作用に伴う地盤内の間隙圧力増分（∆

シリカ100地盤（50ｇ場）
降雨モデル：30ｍｍ/hr × 10時間
実験条件：1500mm/hr × 15秒
体積含有率分布Δte =6.25 secu）の変化を示す。地盤底部での応答（pwp1の応答）を除
く位置においては ∆uに明確な増加が見られる。計測深
さが上下に90mm異なるpwp3（下方）とpwp4（表面）を比較すると，pwp4では降雨開始直後の∆uに明確な反応が見られ，その後に曲線はほぼ一定勾配を示している。
降雨が終了したte=16secでは，pwp3とpwp4の∆u はともに2kPaである。これは，降雨による水位ヘッドに遠心力を考慮した値，すなわち式（39）による計算値にほぼ一致する値であった。

∆uw = n ⋅ rm ⋅ ∆te15= 50 × 1500(mm / hr ) ×
(hr)
3600
≈ 3( kPa )Δte =0 sec

Δte =12.5 sec
Δte =18.25 secb）45 degree of slope inclination（Cs2）.
15 Result of numerical calculation on time
Fig. Fig.
14 Resultof numerical calculation on time history of
h i s t o r y o f vo l u m e t r i c w a t e r c o n t e n t
volumetricwater content distributions in Cs1 and Cs2.
（39）
distributions in Cs1 and Cs2.
実験 Cs1 と Cs2(シリカ 100 で作製した透水性の低い模型
実験Cs1とCs2（ シリカ100で作製した透水性地盤)における体積含水率分布の時刻歴解析結果の低い模型地盤）における体積含水率分布

八木らは1g場において実施した小型砂質土斜面に降− 47 −の時刻歴解析結果

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

JNIOSH-SRR-NO.35（2007）

ことができる。

浮遊するミストθvの最大値はa）とb）の両ケースにおいて39%を示し，
浸潤前線付近ではθvの値に急激な変化が生じている。地表と浸潤前線の間におけるθvは最大値でほぼ一定しており，飽和化していることがわかる。降雨終了前の ∆te=12.5secにおける飽和層の厚さは12mmであり，この値は飽和透水係数（ksm）より試算した浸透深さとほぼ同

レインガーターじである。
本実験では遠心力で模型地盤を不飽和化させて降雨前

流動的な崩壊発生の跡の初期状態を与え，その後に降雨を作用させた。地盤内

Photo1413 Shallow
flow
Photo
Shallow ffailurel o w f aobserved
i l u r e o bby
s eCCDr v e dcameraby
CD c amea t hcontainer(Cs1).
at mo u n te d in te s t
thatCmounted
in rtest
container(Cs1).
実験容器内に設置した
CCD カメラで撮影された斜面表層
実験容器内に設置したCCDカメラで撮影
における流動的崩壊の様子(Cs1)
された斜面表層における流動的崩壊の様子（Cs1）におけるサクション値の計測については，不飽和化の過程で生じた空気侵入によりその絶対値を計測することはできなかった。しかし，降雨を作用させた時の間隙圧力増分（∆u）は水位ヘッドの計算値にほぼ一致したことから，飽和化した表層が下層の地中間隙を閉塞する現象が応答∆te

応答ひずみ増分 rs (µε)

80
アクリルガラス面を落下する水滴レインガーター

斜面
実験容器(ピークor最大)60

最急勾配or屈曲点

sps1

0

sps5
0

5

10
15
経過時間 te (sec)

応答ひずみ増分 rs (µε)

水係数，nは遠心加速度である。
本解析は遠心実験を再現して実施した。すなわち，シリカ100で作成した斜面勾配30度の模型地盤に50gの遠る実験を解析的に再現した。Fig. 15のa）は得られた体に卓越して進行したことを示しており，この傾向はFig.
15のb）に示す斜面勾配45度の事例においても確認する

30

10

20

7

:降雨中(Cs2)

20

sps4
崩壊終了

Cs2

2
1

30

45°

排水ドレーン

15

崩壊開始

単位：cm
20

15

sps3

10

sps2
sps 1

0

-10

心力を与え，1500mm/hrの降雨をte=0から15secに与え同一θvを示す浸潤層厚は平坦な部分に比べて斜面部分

40

6方向である。ψは圧力水頭（サクション），kは不飽和透∆te

表層ひずみ計(sps)レイン
sps5は欠測
ガーター
10
9
5
30
8
4
7
3
6
10

ここで，xは実験容器における水平方向であり，zは鉛直の方が薄く見える。これは，浸潤が表面から鉛直下向き20a）30 degree of slope inclination
（Cs1）
.

（40）

て斜面表層のθvには増加が現れている。

sps3

20

50

積含水率分布（θv）の経時変化を示す。降雨の作用に伴っ

sps2

崩壊開始

40

-20

の斜面
（Cs1）

∂ψ ∂ ∂ψ
∂ ∂ψ
k
k
=
+
+n
∂t ∂x ∂x ∂z
∂z

sps4

崩壊終了

Photo 14Photo
15 SideSide view
view ofof slope
slope during
during precipitation
precipitation inin
centrifuge(Cs1).
centrifuge(Cs1).
側面から見た遠心場における降雨作用時側面から見た遠心場における降雨作用時の斜面(Cs1)

C

:降雨中

0

5

10
15
経過時間 te (sec)b）
45 degree of slope inclination（Cs2）.

20

Fig. 16 M o n i t o r i n g t h e s l o p e f a il u r e d u e t oFig. 15 Monitoring the slope failure due to precipitation
precipitation using by Short Pipe Strain
using by Short
Pipe Strain transducer (sps) in Cs1 and Cs2.
transducer (sps) in Cs1 and Cs2.
で作製した透水性の低い模実験 Cs1実験Cs1とCs2と Cs2(シリカ（100シリカ100で作製した透水性型地盤)における表層ひずみ計を用いた降雨時におけるの低い模型地盤）における表層ひずみ計を用
斜面崩壊の計測結果
いた降雨時における斜面崩壊の計測結果− 48 −

地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察から確認された。また，不飽和浸透解析により降雨の浸勾配が30度の模型地盤である。その構造は下部の基盤

透過程を調査した結果，地表面から鉛直下向きに卓越し層にシリカ100を配置し，その上部には豊浦砂を層厚がた浸透が発生し，斜面部に形成される飽和層厚は勾配の増加に伴って薄くなることが解析的に明らかになった。

2cmとなるように表層を与えた。Cs4は豊浦砂のみで作製した斜面勾配が45度の模型地盤である。これらの模型地盤は降雨強度（rp）と表層のkspの関係に換算すると，

4.1.2

液体が容易に地盤に浸潤可能な条件であり，先に定義し表層ひずみ

降雨を作用させたことによる斜面の不安定化を表層ひ
ずみ計により計測した。Photo 13は実験容器内に設置た降雨透水指標（Ir）の値は50である。本節ではこの実験におけるpwpとspsの計測結果を述べる。

したCCDカメラで撮影した崩壊の様子である。この写真は降雨が終了した直後の様子であり，容器内には浮遊

4.2.1

間隙圧力の応答するミストが見られる。これより落下には時間を要してFig. 17はCs3において降雨を与え時に現れたpwpの応いることがわかり，粒径を減少させた効果が確認でき答を示す。図示したpwpは斜面表層に3カ所（pwp2,4,6）

る。斜面には表層が流動的に崩壊した様子が見られる。

と斜面内部（pwp3）に1カ所配置した。なおte=1secよりPhoto 14は実験容器のアクリルガラス面を通して見た

降雨を作用させたが，空圧供給用のソレノイドバルブに

降雨中における斜面側面の様子である。ガラス面を落下

動作不良が発生し，その開口に1.5sec程度の遅れが生じする水滴がレインガーターにより回収され，斜面境界にた。その結果，te =1～2.5secにおいては加圧した水のは浸食の発生が見られない。

みがノズルより噴射された。その結果，シャワー状態のFig. 16のa）はCs1における経過時間（te）と応答ひずみ

降雨が初期の1.5sec間作用した。しかし，このシャワー

増分（rs）の関係を示す。降雨はte=1から16secの間に作は容器壁面付近に落下したために斜面全体の安定には重用させた。teの増加に伴ってspsの応答値（rs）には増加

大な影響を及ぼさなかった。

が見られる。これは，斜面表層のせん断変形が増加した

表層に配置したpwpの応答を見ると，降雨の作用に伴ことを意味する。曲線の形状を見ると，途中に屈曲点がう間隙圧力増分（∆u）の変化が，先の低透水性地盤（シ見られる。これは局所的な崩壊の発生検知を意味するもリカ100）に比べて約1/10程度であり，増加は僅かであのである。この屈曲点の発生地点を「崩壊開始」と定義し，る。pwp4はte=15sec付近において他のpwpに比べて ∆u

それまでの経過時間を∆tfとする。なお，明確な屈曲点に急激な増加が見られるもののその値自体は小さい。斜が見られない場合は最急部勾配の地点を同様に解釈し面内部に設置したpwp3の∆uには，te=10sec以降に増加た。さらにrsの値は崩壊の終了直前にピークを示す。こ傾向が見られる。これはksmが低い下層のシリカ100内にの地点を「崩壊終了」と定義し，ピークが見られない場

おける間隙圧力の増加を意味するものである。

合は最大値を同様に解釈した。
Fig. 16のb）は同様なCs2の結果を示す。Cs2の斜面

はCs1のそれに比べて全体的に小さい。これは斜面部に形成される飽和層の厚さがθsの増加に伴って減少しており，その影響がrsにも現れていると考えられる。すなわちCs2ではCs1に比べてより浅い範囲の変形が顕著となったために，rsの値は小さく現れたと考えられる。

te=14secではsps4に屈曲点が見られる。これは斜面の上部で局所的な崩壊が発生したことを示している。
しかし，間隙圧力増分 Δu (kPa)

分にはθsの違いによる明確な差が見られ，Cs2のrs増分

その下方におけるsps1，sps2，sps3ではrsの増分がCs1

分を比較すると急勾配では崩壊の発生がより急激となる
特徴が見られる。

4.2

高透水性の豊浦砂地盤に水降雨を与えた実験

シリカ100による地盤に比べて飽和透水係数（ksm）が

te=1～2.5secにシャワー作用20○ メッシュ
● セラミック
単位：mm

0.9

pwp5

100
150

pwp3

●
100

○ pwp4100

0.6● pwp3

●
pwp2

80
150

150

300

pwp4

50

0.3
pwp2

0.0
pwp5
-0.3

のそれに比べて小さい。従って，斜面は全体的に浅い範囲で変形が生じている。なお，Cs2とCs1のsps4のrs増

降雨(ミスト中)∆te=14sec

1.2

勾配（θs）は45度でありCs1のそれよりも大きい。rs増

0

5

10
15
経過時間 te (sec)20

Fig.Fig.1617 Pore
responseswith
with30mm/hr
30mm/hrPore pressurepressure responses
of ofinterpreted
precipitation
intensityintensity
in modelground ofinterpreted
precipitationin modelToyoura sandoverlaying
on silica100.(Cs3).
groundof Toyoura
sand overlaying on
silica100.(Cs3).
シリカ 100 の表層に豊浦砂を有する模型地盤の換算降雨強度(シリカ100の表層に豊浦砂を有する模型地盤rp)30mm/hr による間隙圧力増分(∆u)

大きな模型地盤を豊浦砂によって作製した。Cs3は斜面− 49 −の換算降雨強度（r s）30mm/hrによる間隙圧
力増分
（θu ）

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

表層豊浦砂地盤（50ｇ場）（表層 豊浦砂 下層 シリカ100）
降雨モデル：30ｍｍ/hr × 10時間
実験条件：1500mm/hr × 15秒
体積含有率分布JNIOSH-SRR-NO.35（2007）

Δte =0 sec

Δte =0 sec

Δte =6.25 sec

Δte =6.25 sec

Δte =12.5 sec

Δte =12.5 sec

Δte =18.25 sec

Δte =18.25 seca) 45 degree of slope inclination(Cs4).

Fig. 18 Result of numerical simulation of volumetricFig. 17 Resultof content
numerical
simulation of
volumetric water
water
distributions
in Cs3.
content
distributions in Cs3.
Cs3における体積含水率分布の数値解析結果
Cs3 における体積含水率分布の数値解析結果

Δte =0 sec

Fig. 18に示す同条件における不飽和浸透解析の結果を見ると，teの経過に伴って表層の体積含水率（θv）にはΔte =6.25 sec

増加が見られる。そしてθvの値は下層との境界付近で大きくなっている。さらに∆te=18.25secではθvの値が大きな分布領域が境界の勾配に沿って下流側に推移する様子が見られる。
従って，表面から下向きに浸潤した降雨は下層境界

Δte =12.5 secに到達した後に，勾配に沿って流下したと考えられる。

pwp3における∆uの増加はこの過程において発生した。
すなわち，下層のシリカ100地盤に対する閉塞効果の発生に連動してpwp3の∆uは増加したと見られ，先のCs1と同様な現象の発生を確認することができる。
Fig. 19はCs4におけるpwpの応答を示す。この実験においてもte=1～6secにおいて先のCs3と同様なソレノイ
ドバルブの動作不良によりシャワー状態の降雨が作用する問題が生じた。これ以降の実験ではソレノイドバルブ

Δte =18.25 secb) 30 degree of slope inclination (Interpreted Cs3).
Fig.Fig.
19 20
Resultof numericalsimulationof volumetricwater
Resultof numericalsimulationof volumetriccontentwater
distributions
model groundby Toyoura
content in
distributions
in modelgroundsand. by Toyoura sand.
豊浦砂地盤における体積含水率分布の数値解析結果
豊浦砂地盤における体積含水率分布の数値
解析結果を交換し，動作不良の問題が解決されている。

Cs4は豊浦砂で作製した模型地盤に勾配が45度の斜面を与えた実験である。斜面中央部に配置したpwp4の∆uには増加が見られ，Cs3と類似が見られる。一方，その他のpwp2，5，6については∆uに顕著な反応が見られな
い。Cs3に見られた間隙の閉塞効果による地盤内部の∆u増加がCs4のケースには見られない。これは豊浦砂の間隙圧力増分 Δu (kPa)

降雨(ミスト)中∆te=9sec

0.6

te=1～6secにシャワーが作用○ pwp6○ メッシュ
単位：mm

0.4
0.2

100
○
○ pwp5
pwp4 100

○
pwp2
150

100

pwp4
300

80
100

pwp2

150

みで作製した地盤は透気性が高く，閉塞効果が生じにくいことを示している。

0.0

pwp5

pwp6

Fig. 20のa）は不飽和浸透解析によるθvの分布を示す。
降雨の作用に伴って斜面表面にθvの増加が見られる。そ

-0.2
4

8
12
経過時間 te (sec)16

して∆te=12.5secでは浸潤領域の分布に広がりが見られpressure
responses
30mm/hrFig.Fig.
18 19
PorePorepressure
responses
with with
30mm/hrof ofinterpreted
precipitation
intensityinmodelofinterpreted precipitation intensity in model groundgroundofToyourasand(Cs4).
Toyoura sand(Cs4).
豊浦砂地盤の換算降雨強度（rp）30mm/hrに
豊浦砂地盤の換算降雨強度(による間隙rp)30mm/hr（Δ）
よる間隙圧力増分
圧力増分(u∆u)

る。しかし，θvの値に着目すると最大値と最小値の差は約5%程度であり，顕著な差は生じていない。さらに，∆te=18.25secでは斜面表面付近のθvの値は減少を示して
おり，降雨が斜面内部に速やかに消散していることがわ
かる。Fig. 20のb）は豊浦砂の模型地盤に30度の斜面勾− 50 −

地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察配を与えた場合を示す。∆teの増加に対するθs分布の変勾配の違いが液体の浸潤に与える影響は少ないことがわかった。
従って，ksmの値が相対的に大きなCs4では透気性も高いために先のケースで見られた閉塞効果はほとんど生じなかったものと思われる。

sps 1

0
sps 3
sps 2

-20
表層ひずみ計(sps)

-40

5

30

から，ミスト開始（te=2.5sec）後のrs増分（∆rs）ついてデー
タを再整理し，考察する。

teの経過に伴って∆rs には減少が見られる。先にも述
べた通り，これはspsが反時計回りの向きに曲げ変形したことを意味する。∆rsの減少は降雨の作用中にのみ発生している。従って，降雨の終了にともなって∆rsの減少は収束したことを意味する。sps4は5つのsps中で最

2

1

Cs3

30°
20

28

排水ドレーン

単位：cm

15

35

4

り，初期部分にシャワー状の降雨が作用し，rsには大き標準降雨による斜面の不安定化を議論の対象とすること

sps 4

4

み増分（rs）を示す。なお，この実験では先にも述べた通な反応が現れた。しかし本研究ではミスト状に再現した

レイン
ガター

3

2
10

-60

Fig. 21はCs3における表層ひずみ計（sps）の応答ひず

sps 5

9

表層ひずみ

te=0～2.5secにシャワー作用

20

10

4.2.2

降雨(ミスト中)∆te=14sec

応答ひずみ増分 ∆rs(µε)

化には，先の45度勾配のケースと類似が見られ，斜面

8

12
16
経過時間 te(sec)20

Reactionof spsprecipitationin modelFig.Fig.
20 21Reactionof spsby byprecipitationin modelgroundgroundofToyourasandoverlaying
onof Toyoura sand overlaying on silica100.(Cs3).
silica100.(Cs3).
シリカ 100 の表層に豊浦砂を有する模型地盤におけるシリカ100の表層に豊浦砂を有する模型地
降雨による sps の応答(Cs3)（Cs3）
盤における降雨によるspsの応答

浮遊するミストレインガーターも大きな減少を示したが，その曲線には屈曲点が見られず，顕著な変形は発生していない。
Photo 15はCs3の降雨終了直後における斜面の様子であり，容器内には浮遊するミストが見られる。斜面には変形がほとんど見られず，∆rsの計測結果とも一致するものである。また，降雨初期のシャワー作用により生じた凹みが写真の左側に2カ所見える。これらは50g場における水滴の落下による衝撃を示している。
Fig. 22はCs4におけるrsの応答増分（∆rs）を示す。5つのspsではCs3と同様に∆rsの減少が見られ，この減少はシャワーの落下跡

Photo16
15 No
Nofailure
failureslope
slopebybyprecipitation
precipitation inin Cs3.
Cs3.
Photo
降雨により崩壊の見られないCs3の斜面
降雨により崩壊の見られない Cs3 の斜面

降雨の終了に伴ってほぼ収束している。

降雨(ミスト)中Cs1とCs2の変形挙動ならびに，Cs3とCs4の変形挙動
は表層地盤の透水性に依存する傾向が確認された。ここで∆rs応答値における正負の違いについて考察を述べる。
斜面変形の深さ範囲，すなわち変形範囲がspsの貫入長さに比べて浅い場合は∆rsが正の値，すなわち凸状に変形する傾向が見られる。一方，その反対に変形範囲がたために，表層では相対的に減少傾向となり∆rsは負の値を示したと考えられる。なお，崩壊の発生深さとsps

0

sps 3
-10

表層ひずみ計(sps)

レイン
ガーター

5

-20

4

30

sps 5
sps 4

3
2

-30

10

Fig. 22

Cs4

1 7

30

45°
排水ドレーン20-40を示したものと見られる。一方，豊浦砂による模型地盤（Cs3とCs4）では，せん断変形が斜面内部で大きく生じ

sps 1

sps 2

10

spsの貫入長さよりも深い場合は∆rsが負の値を示す傾向が見られる。従って，先のシリカ100で作製した模型地
盤（Cs1とCs2）において，∆rsが正の値を示した理由は，崩壊が斜面表層から深さ1から2cm程度で発生し，この値はspsの長さ3.5cmよりも小さいために，∆rsは正の値

10
応答ひずみ増分 ∆rs(µε)にはそれぞれ一致が見られた。すなわち斜面表層の変形∆te=9sec

te=1～6secにシャワーが作用

15

6

単位：cm
20

15

9
12
経過時間 te(sec)15

Reaction of sps by precipitation in modelFig. 21 Reaction of sps by precipitation in model groundground of Toyoura sand.(Cs4).
of Toyoura豊浦砂の模型地盤における降雨による
sand.(Cs4).
sps の豊浦砂の模型地盤における降雨による
sps の応答(Cs4)
応答
（Cs4）

− 51 −

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

長の相対的な関係により∆rsの応答が異なる傾向は，別に実施した法先の掘削による斜面の崩壊実験においてもJNIOSH-SRR-NO.35（2007）

用した。∆rsとteの間にはなだらかな曲線関係が見られ，∆rsは正の増加を示す。この結果は，降雨に水を用いた場合の結果，すなわちFig. 15と一致している。しかし，確認された22）。

∆rsの最大値は水使用の場合に比べて全体的に大きく現

4.2 シ
 リカ100の模型地盤にシリコンオイルの降雨を与えた実験

れている。すなわち，斜面全体には大きな変形が生じた。

本実験では模型地盤をシリカ100により作製した。実を比較して示す。斜面の中腹から上方にかけて深く削ら

Photo 16は降雨を作用させた前後における斜面の様子

験Cs5の模型地盤をFig. 23に示す。斜面は30度の勾配

れたような崩壊が見られ，下方には崩壊した土砂が堆積を有し，地盤の作製条件はCs1と同じである。Fig. 25はしている。

実験Cs6の模型地盤でありCs2と同様に45度の勾配を有斜面の中央の列に設置したspsの応答をFig. 24 のa）にするが，斜面天端部には石膏ブロックを配置し，天端上基づいて考察する。R3503タイプのspsについて，同一面には不透水な境界条件が与えられている。

teにおける∆rsの値を比較するとsps3の応答が最も大き降雨に用いたシリコンオイルは水の50倍の粘性をく現れている。すなわち，これは斜面の中央高さにおい

有 す る。 本 実 験 で はrm=rp=30mm/hr条 件 の 降 雨 を∆てspsが最も顕著な反応が現れたことを意味する。そしte=12min与えた。なお先に定義した降雨浸透指標（Ir）の値は1.78であり，Cs1およびCs2と同じ条件である。
本節ではこの実験におけるpwpとspsの計測結果を述べて，降雨初期のte=5minにおける∆rsを比較すると，法る。

流下して法先付近に集中したために，法先近傍の飽和度

先近傍のsps1とsps2の応答は法肩近傍のsps4とsps5に比べて大きい。この原因は斜面に浸潤した液体が表層をFig. 24のa）とb）は長さが異なる2種類のspsにより得が早く上昇し，変形が生じたと考えられる。一方，後半

られた降雨時の応答（rs）を示す。te=2minより降雨が作のte=8min以降では，法先近傍と法肩近傍における∆rsの大小関係が逆転している。降雨後半において法先近傍の∆rsの増加勾配が減少した理由は，崩壊土砂が法先近Cs5

表層ひずみ計(sps)R3503 ,
R1501

レイン
ガター

5
4

単位：cm

雨後の状況（右側の写真）より，斜面の上部が削り取ら92れるように崩壊し，試料は法先近傍に堆積する様子を確816認できる。また，斜面表層には液体の浸潤が見られ，崩

7

9

10

20

Photo 17は側面から見た模型地盤の様子を示す。降

10

3

10

傍に堆積したためにspsが埋没し，変形が抑止された結果，応答は小さくなったと考えられる。

6

壊は浸潤領域の内部で連続的に発生したことがわかる。

30

30°

次に長さが短いspsにより得られた応答について考察

排水ドレーン15を述べる。中央列から6cmガラス面寄りの列位置に長さが15mmのsps，R1501タイプを5個設置した。Fig. 24

35

Fig. 22
23 Allocation
Allocationofofsps
sps
installedin
Fig.
andandinstalled
in modelpwppwpmodel ground(Cs5).
ground (Cs5).
模型地盤に設置したsps（Cs5）
模型地盤に設置したspsととpwp
pwp(Cs5)の b）はこのspsの応答を示す。R1501タイプも降雨の作用により生じた斜面の不安定化に敏感な反応を示している。∆rsの応答は正の値を示しており，R3503タイプと同様な反応が得られている。ところで，R1501における応答のピークはR3503に比べてその発生時刻が早い。すなわち，降雨の作用前半であるte=2から5minにおいて，∆rsに一様な増加が見られるが，その後には減少を示している。te =5min付近におけるsps7の減少は崩土に覆われたことによる反応である。te =10minにおけるsps8とsps9の減少は，斜面の流動的崩壊によりspsがPhoto
F r o viewn t v ofiew
o f failures l o p ebyf aprecipitationi l u r e b y ofPhoto
17 16Front
slope
ofsiliconoil
mist
precipitation
silicon oil mist (Left:Prior to precipitation,(Left:Prior
Right: after
to precipitation, Right: after precipitation).
precipitation).
シリコンオイルの降雨ミストにより発生しシリコンオイルの降雨ミストにより発生した斜面崩壊を正た斜面崩壊を正面から見た様子
面から見た様子(左：降雨前，右：降雨後) （左：降雨
前，右：降雨後）

突出し，その後，脱落したことを示している。従って，
降雨による斜面の不安定化を短尺のspsで計測することは可能であり，洗掘によりspsが脱落すると計測は限界となることがわかった。
Fig. 26は斜面勾配が45度のCs6におけるspsの応答を同様に示す。降雨の作用に伴って∆rsは正の増加を示し，− 52 −

地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察

500
400

5

sps(long ver.)R3503

300

8

2
sps 4

1

10

100

④
②

sps 1

20

sps 2

9

6

6

sps 5

45° 9
③
10

15
0

5
10
経過時間 te(min)15a) Long sps of R3503 type installed in center of row.
500
応答ひずみ増分 ∆rs(µε)

sps 7

sps 8

20

単位：cm
15

Fig.25 Allocation
Allocationofoftwo
two
kinds
installedinFig.24kinds
of ofinstalledin twospsspstwodifferent
differentrows
rowsofof slope(Cs6).
slope(Cs6).
斜面上の 2斜面上の2つの列に設置した2種類のspsの配つの列に設置した 2 種類の sps の配置(Cs5)
置（Cs5）

ぼ同じである。Fig. 26の a）とFig. 24の a）
を比較すると，
Cs6では∆rs曲線の傾きがCs5よりも大きく，またピーク

ガラス面寄りに設置

300

石
30 膏

す。これらの反応はCs5に類似しており，∆rsの値もほsps 9

sps(short ver.)：R1501

Cs6

斜面の中央高さに設置したsps3が最も顕著な増加を示

降雨(ミスト)中∆te=12min

400

⑤

7

7

sps 3

0

9

3

中央の列に設置

200

10

4

10

応答ひずみ増分 ∆rs(µε)

降雨(ミスト)中∆te=12min

溝
水排表層ひずみ計(sps)R3503 ,
R1501
圧力計(pwp)： ○セラミック

sps 6の時刻も早く現れている。すなわち，シリコンオイル使

200用の実験においては，勾配（θs）が大きいほど斜面の不安定化は早く生じており，水使用の場合には見られない

100

傾向が観察された。
0

先に示したFig. 15の浸透解析より明らかな通り，鉛

sps 100510
経過時間 te(min)15

直方向に卓越して浸透することにより形成される飽和層の厚さは，θsの増加に伴って薄くなる。
従ってθsが45度の斜面では30度の場合に比べて定性b) Short sps of R1501 type at row between center andboundary of transparent.
Fig.Fig.
23 24Reactionof ofspsspsbybyprecipitation
Reactionprecipitationofofsiliconsiliconoil
in model groundof silica100.(Cs5).
oil in model
groundof silica 100.(Cs5).
シリカ 100シリカ100の模型地盤にシリコンオイルの降の模型地盤にシリコンオイルの降雨を与えた時におけるsps の応答(Cs5)sps の応答（Cs5）
雨を与えた時における的に崩壊が早く，
薄く発生することが容易に推定できる。
Fig. 26の b）はR1501タイプのspsによる応答を示す。
R3503と同様に∆rsは正の増加を示し，その値は法肩近傍に設置したsps8とsps9に顕著な増加が見られるが，法先近傍のsps6とsps7は小さい。また∆rsの増加勾配は大きく，ピークの発生時刻も早くなっている。従って∆rsにはspsの長さの違いによらず応答傾向に一致が見られる。
Photo 18はCs6における崩壊後のspsの状況を示す。
法肩近傍に設置したspsは完全に露出している。これは崩壊に伴って突出化が進み，最終的に流下したことを示している。その様子は∆rsの応答曲線が途中で無反応となったことからも推察できる。
Fig. 27はCs6における間隙圧力増分（∆u）の応答を示す。降雨の作用に伴って各pwpには∆uの増加が見られる。しかしながら，曲線は降雨の初期に大きな増加勾配600を示すものの，teの増加に伴って減少している。これは，
降雨(ミ
スト中
)
∆t =12mine

斜面が連続的に崩壊したために，間隙を閉塞する圧力がひずみ増分 ∆rs(me)Photo
18 17Sideviewofofslope
Photo
Side
view
slopefailure
failure byby precipitation
precipitation ofsilicon oil misto f s(Left:i l i c o during
n o i l precipitation,m i s t ( L e f t : Right:d u r i nafterg
precipitation).precipitation, Right: after precipitation).
シリコンオイルの降雨中における斜面崩壊を
シリコンオイルの降雨中における斜面崩壊を側面から見
側面から見た様子（左：降雨中，右：降雨後）た様子(左：降雨中，右：降雨後)

sps(long ver.)R3503
それほど高まらなかったことを示している。

− 53 −

450

中央の列に設置

Cs6

sps3
sps5

sps2

300
sps1
150

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

JNIOSH-SRR-NO.35（2007）

応答ひずみ増分 ∆rs(µε)

600

間隙圧力増分 ∆u(kPa)

1.2
降雨(ミスト)中∆te=12min

sps(long ver.)R3503

450

sps 3

中央の列に設置

sps 2

sps 5

Cs6
300

sps 1
150

Cs6

0.9

pwp 5

pwp 2

0.6
0.3
0.0

pwp 3
pwp 4
0

sps 4

0
0

5

10

15

経過時間 te(min)a) Long sps of R3503 type installed in center of row.
800
応答ひずみ増分 ∆rs(µε)

降雨(ミスト)中∆te=12min

sps 9

雨を与えた時の間隙圧力の応答（Cs6）

sps (short ver.)R1501
ガラス面よりに設置

sps 8

6.

Cs6

sps 7

400

15

Fig. 26
PorePorepressure
responseby precipitationof siliconFig. 27
pressure
responseby precipitation
oil mist in ofmodel
groundof silica
100 ground(Cs6). of silica
siliconoil mist
in modelシリカ 100 100の模型地盤にシリコンオイルの降雨を与えた(Cs6).
シリカ100の模型地盤にシリコンオイルの降時の間隙圧力の応答(Cs6)

降雨(ミスト)中∆te=12min

600

5
10
経過時間 te(min)6.1

降雨による斜面の不安定化条件

降雨液体の違いが崩壊時刻に与える影響

Fig. 28は崩壊開始までの経過時間比（Rt）と斜面に設200置したspsと法肩の間の距離（Ds）の関係を示す。Rtは降雨の作用時間に対する崩壊開始までの経過時間（∆tef）と

sps 6

0
0

の比であり，降雨時間（∆te）は水使用の場合が15sec，

5
10
経過時間 te(min)シリコンオイル使用の場合12minである。すなわち，Ds

15b) Short sps of R1501 type at row between center andboundary of transparent.
Reactionprecipitationofofsiliconsiliconoil
spsspsbybyprecipitation
Fig.Fig.
25 26Reactionof ofin modelgroundof (Cs6).
silica 100 (Cs6).
in modeloilgroundof silica100
シリカ 100シリカ100の模型地盤にシリコンオイルの降の模型地盤にシリコンオイルの降雨を与え（Cs6）
雨を与えた時におけるた時におけるsps の応答(Cs6) sps の応答とRtの関係は崩壊伝播に関する時間と距離の関係を意味するものである。
降雨に水を使用した実験について，斜面勾配が異なる

Cs1とCs2を比較する。両実験からプロットした点はそれぞれ直線的に位置しており，その傾きにはほぼ一致が見られる。これは，斜面上方より発生した崩壊が下方へと伝播した様子を示しており，土石流に似た現象が見られる。一方，両実験ではこの伝播速度に顕著な差が見られない。2つの近似直線とRt軸の交点を崩壊開始時刻比（Rts）と定義すると，斜面勾配（θs）が小さいCs1ではRts

レインガターの値が小さい。
次に，シリコンオイルを使用した実験Cs5とCs6によ堆積した崩壊土砂

sps3

sps4

sps5

り同様な比較を行う。プロットした点はほぼ垂直に分布

R3503タイプ

しており，崩壊伝播には液体の違いによる差が見られる。
すなわち，Cs5とCs6では斜面全体がほぼ同時に崩壊をR1501タイプ

sps8

開始している。

Rtsの値を比較すると，θsの違いによる顕著な差は見ら

sps9

れないが，水使用の場合と同様に斜θs=30度のケースがPhoto
18 18Overview
of spsofinsps
failedby slope
precipitation
Photo
Over viewin slope
failedbyof silicon oil(Cs6).
precipitationof mistsiliconoil mist (Cs6).
シリコンオイルの降雨により崩壊した斜面
シリコンオイルの降雨により崩壊した斜面の様子

Rtsの値は相対的に小さい。

の様子− 54 −

地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察

6.2 透水係数（k ）と降雨強度（R ）が崩壊に与える影響

200

斜面勾配とksmがそれぞれ異なる条件の実験について*

累積ひずみ As (µε)

結果を実大換算して整理し，崩壊に与えるkspとrpの影響を考察する。
Fig. 29は降雨浸透指標（Ir=ksp/rp）と累計ひずみ（As）の関係を示す。ここで，Asとは斜面中央に設置したspsのうち，法肩と法先部のものを除いた中央部3点，すな

150

0
0.1

1
10
降雨浸透指標 Ir (=ks/rp)

的に示す。Irの値が1付近の時は地盤の透水能力と降雨

わちksp>>rpの条件である。この地盤ではAsの値が2つの斜面勾配において約20を示しており，変形の発生が小シリカ100と豊浦砂で作製した地盤における
I r - A s 関係

た地盤はIr=1.78である。すなわち，kspとrpの値が近接した条件であり，Asの値には大きな増加が見られる。
同一斜面勾配であるがIrの違いによってAsの値に差が0
斜面表面からの深さ Da (cm)

生じた原因は斜面表層における飽和度分布の違いによって説明することができる。
Fig. 30は不飽和浸透解析により求めた降雨の作用終了時における飽和度（Sr）の分布を示す。斜面表面からの深さ（Da）に対するSrの分布を見ると，シリカ100地
盤ではDaが1.0cm付近においてSrの値が70%以上と高くなっている。Irの値が小さい条件では斜面の表層付近で地盤が飽和化することを示している。

な地盤では，表層下部の透水性が安定性の重要なファクターとなることを示している。すなわち，斜面の内部に20

飽和度 Sr (%)
40
60

0.5

80

100

Cs2

1.0
1.5

Cs4
Cs1

2.0
2.5
3.0
3.5

一方，豊浦砂地盤ではIrの値が大きいためにSrの値は100を与えたCs3では，下層との境界に向かってSrの値には増加が見られる。これは，Irの値が大きい一見安全100

Fig. 28
29 Relationship
Relationship between
between index
Fig.
index ofof precipitation
precipitationI)andaccumulative
shallow
conductivity(rconductivity (Ir) and accumulative
shallow strain(As) inA)
inslopesmadeofsilica100
strain(s silica 100 and Toyoura sand.andslopes made of
Toyoura sand.
シリカ 100 と豊浦砂で作製した地盤における Ir-As 関係

さかったことを示している。一方，シリカ100で作製し表層全体で小さい。なお，表層の豊浦砂の下層にシリカ

正味の As 増分

50

わちsps2からsps4について，その最大応答増分を合計意味する。豊浦砂で作製した地盤はIr=50である。すな

45
■
●

100

した値（∑（∆rs,max- ∆rs,ini））であり，崩壊の規模を概略
強度が等しい場合であり，例えば，激しい降雨の状態を

30
□
○

勾配(°)
豊浦砂*
シリカ100

rp= 30mm/hr
使用液体：水Cs3
実験
Cs1 Cs2記号○ ●試料
ｼﾘｶ100勾配(°) 30 45

Cs3 Cs4
▲ ■
豊浦砂
30 45

Cs3は表層が豊浦砂、下層はｼﾘｶ100

Fig. 30 N u m e r i c a l c a l c u l a t i o n r e s u l t s o f

Fig. 29 Numericalcalculation results of relationshiprelationship between degree of saturation
between degreeofsaturation(Sr) anddistanceslope
surfacefrom(Da ). slope(S r ) and distance fromsurface().
Da
不飽和浸透解析により求めた飽和度（Sr ）と不飽和浸透解析により求めた飽和度(Sr)と斜面表面からの斜面表面からの深さ（Da ）の関係
深さ(Da)の関係
ある透水性の低い地層の存在が表層との境界付近のSrを

35

法肩からの距離 Ds(cm)4035

Cs1(30°)Cs2(45°)増加させ，斜面を不安定化させることが明らかになった。

Cs5(30°)Cs6(45°)以上より，降雨浸透指標（Ir）は降雨が斜面の不安定化30に与える影響を概略的に表せることがわかった。すなわ

30

25

25

20

なおIrの値が1よりも大きい場合においても下部層のksp

2015が小さい場合は不安定化する。従ってIr増分に対するAs

1510

減少割合は斜面勾配や内部の地層構成にも影響を受ける

10

Rts

Rts

5
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0
経過時間比 Rt (=∆tef /∆te)5

ち，Irの増加に伴ってAsには減少することがわかった。

Rts

ことが明らかになった。

Rts0
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0
経過時間比 Rt(=∆tef /∆te)Fig. 27
betweenfailurefailure
allocationon the on
slope
Fig. Relationship
28 Relationshipbetweenallocationand elapsed
timeandratio
at failure
the slope
elapsedtimeoccurrence.
ratio at failure
occurrence.
勾配の違いによる崩壊時刻と距離の関係
勾配の違いによる崩壊時刻と距離の関係(左：水使用，右：シリコンオイル使用)

6.3

勾配の違いが崩壊規模に与える影響

粘性が異なる液体を勾配が異なる2つの斜面に噴霧し，発生したAsの値にの比較に基づいて実験手法に関する考察を述べる。
Fig. 31は累積ひずみ（As）と斜面勾配（θs）の関係を示す。水使用とシリコンオイル使用の2つの実験ではAsの− 55 −

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

JNIOSH-SRR-NO.35（2007）

７．まとめ

値に大きな差が見られ，崩壊の規模には液体の違いによる差が生じた。前述の通り水使用の実験では，明確な浸潤が観察されず，斜面の表面は薄く流れるように崩壊し本研究で得られた結果を以下に要約する。

た。一方，シリコンオイル使用の実験では，液体の明確な浸潤が見られ，崩壊の規模は相対的に大きく再現され7.1た。シリコンオイルの潤滑性が内部摩擦角を減少させる
ことによって崩壊規模は増大して再現されたと考えられ

1）加圧した液体と空気を噴霧ノズルに与えることによって，雨滴の粒径が20µmの微霧を発生可能な降雨る。従って，液体の違いにより生じた浸潤と潤滑性の差装置を開発した。この装置は水タンクを備え，遠心が崩壊の規模に影響をすることがわかった。

場における液体の供給圧力の精度を高められている

次に，それぞれの液体条件について，θsとAsの関係をとともに，大量な空気の供給をコンプレッサーと空

見ると，θsの増加に対するAsの増加を見ると，水使用の場合は1.5倍，シリコンオイル使用の場合は1.2倍程度であり，顕著な増加は見られない。従って，θsの違いがAs

遠心場降雨装置の開発について

気ボンベの併用によって可能にした。

2）50g場における降雨実験を行った。雨滴の粒径の減少によって降雨の載荷圧力が5kPa程度以下に低減され，に与える影響はIrがAsに与える影響に比べて小さいと言衝撃的な降雨の作用により斜面が崩壊する問題を解

える。

決できた。

以上より，飽和条件の相似則に基づいて，粘性が異な

3）ノズルの本数とその角度を最適に設置することによる液体で崩壊を再現すると，その崩壊規模と挙動には差り，コリオリ力の作用による降雨分布の偏りを補正が生じることがわかった。

して，ほぼ均一な降雨分布を再現できた。

7.2 豪 雨による崩壊メカニズムの実験的観察について
1200
1000
累積ひずみ As (µε)1）地盤の内部に間隙水圧計（pwp）を設置して，間隙圧力を計測した。pwpの受感部前面にメッシュとセラ
ミックディスクを与えた2つのことなるタイプを用い

rp = 30mm/hr
シリカ100地盤

800

た。透水性が相対的に低い地盤では，降雨による閉塞効果が間隙圧力を増加させることを確認した。

■ ｼﾘｺﾝｵｲﾙ● 水6002）小型薄鉄片にひずみゲージを貼り付けた表層ひずみ

400計を用いて斜面の変動を計測した。得られた応答ひ200

ずみ（rs）に基づいて，斜面の崩壊伝播特性と累積ひ0

ずみ（As）を解析し，降雨による斜面の不安定化メカ
030

ニズムを考察した。

453）水使用の実験では斜面に明確な浸潤の様子が見られ

斜面勾配 θs (°)

ず，崩壊は斜面表面が薄く群発的に崩壊する様子がFig.3031 Relationship
Relationshipbetween
betweenslope
slopeangle
angle(θ(θ
) and
Fig.
As
s) sandAs
causedbyprecipitations
both
water
caused by precipitations both water mist andmistsiliconand silicon
on of
slope
silicaoil mistoilonmist
slope
silicaof100.
100.
異なる液体で再現した降雨が斜面勾配と累積ひ異なる液体で再現した降雨が斜面勾配と累ずみの関係に与えた影響見られた。一方，シリコンオイル使用の実験では浸潤が確認され，連続的な表層崩壊が発生した。2つの実験を比較すると，崩壊規模はシリコンオイル使用において相対的に大きく再現された。

積ひずみの関係に与えた影響

7.2 豪雨時における斜面の表層崩壊リスクについて

1）実大の降雨強度（rp）に対する飽和透水係数（ksp）の比を降雨浸透指標（Ir）と定義し，降雨と地盤の透水性の比較による斜面の不安定化性状を考察した結果，Irは表層斜面の潜在的な崩壊危険性を評価するうえで有効な指標となりうることがわかった。

2）Irの増加に伴ってAsは減少することがわかった。すな
わち，Irの値が小さい条件において，斜面表層に生じる不安定化は大きくなることがわかった。

3）一方，Irの値が大きい地盤と降雨の条件では表層崩壊が発生する可能性は小さい。しかし，表層下部にksp− 56 −

地盤の透水性と降雨強度の関係に着目した斜面の表層崩壊に関する実験的考察

参考文献の小さい地層が存在すると，地層境界付近に飽和度の上昇が生じる。従って，Irの値が大きい条件では，下層の地層構成とそのkspを考慮して危険性を評価する必要がある。

4）斜面勾配（θs）の増加に伴ってAsには増加が見られる
ものの，その割合は小さい。従って，θsが斜面の不安定化に与える影響はIrに比べて顕著ではなかった。
7.4

降雨時における斜面工事のリスクについて

1）中小規模の斜面工事では必ずしも地中内の土質分布が明らかでない場合も多く，地中内部における浸透水の分布や移動の解析は容易でない。しかし，このような施工現場においても斜面災害に対する防止措置が必要であり，少なくても降雨時における表層の短期的安定性については検討の必要があると考える。

2）例えば，降雨と作業実施の判断については次のような検討方法が考えられる。施工斜面の表層土質を目視により大まかに判別し，その飽和透水係数（ksp）は対応表などに基づいて概略を推定する。次に降雨強度（rp）を天気予報により情報収集する。そしてI（
r =ksp/rp）が設定された閾値以下の場合は作業を中止する。
検討方法が容易であり適用が簡易である。なおこの
閾値についてはIrの不確実性と設定する安全レベルによって変動し，今後検討が必要である。
以上の通り，本研究では斜面表層の飽和度上昇による不安定化に着目し，遠心場降雨実験による崩壊メカニズ
ムの調査を行った。なお本実験では土の粘着力成分が安定性に与える効果は考慮されておらず，またサクションに伴う水平方向の水移動が鉛直方向に比べて小さく現れている。従って，実大スケールにおける評価では補正が必要であり，今後引き続き検討したいと考えている。

1）杉井俊夫，加藤正司：豪雨時における斜面崩壊のメカニズムと危険度予測 3.豪雨時に発生する斜面崩
壊のメカニズム（その2），土と基礎，地盤工学会，
Vol.51 No.8, pp.29-34，2003．
2）梅村順，森脇武夫，杉井俊夫：豪雨時における斜面
崩壊のメカニズムと危険度予測，2. 近年における豪雨斜面災害の特長（その2），土と基礎，地盤工学会，
Vol.51 No.6,pp.17-58，2003．
3）北村良介：豪雨時における斜面崩壊のメカニズムと 危 険 度 予 測，2. 近 年 に お け る 豪 雨 斜 面 災 害の 特 長（ そ の1）， 土 と 基 礎， 地 盤 工 学 会，Vol.51
No.5,pp.59-62，2003．
4）大塚悟，沖村孝志，矢田部龍一，毛利栄征：豪雨時
における斜面崩壊のメカニズムと危険度予測，3.
豪雨時に発生する斜面崩壊のメカニズム（その3），
土 と 基 礎， 地 盤 工 学 会，Vol.51 No.9, pp.46-51，
2003．
5）広島県：6.29広島県土砂災害対策検討委員会討議資料，第1回～第4回，1999．
6）森脇武夫，寺田秀樹，谷 茂，天野淨行：豪雨時における斜面崩壊のメカニズムと危険度予測，5. 豪
雨時における斜面崩壊危険度予測（その1），土と基礎，地盤工学会，Vol.51 No.12, pp92-97，2003．
7）災害復旧工法研究会編：災害復旧法面対策工法事例集，社団法人全国防災協会，1994．
8）久楽勝行，斉藤義章，石塚広史：大型盛土による新島模型実験，土質工学会，土と基礎，Vol.28 No.5,
pp.33-38，1980．
9）森野亮宏，草野国重：切り取り法面崩壊の早期検知手法に関する模型実験，土と基礎，土質工学会，

Vol.33 No.12，pp.9-14，1985．

謝辞
本研究の実施において武蔵工業大学大学院 片田敏行
教授ならびに末政直晃 教授よりご指導とご協力を頂いた。ここに深く感謝申し上げます。また武蔵工業大元学
生の斉藤雅英氏と手島昂一郎氏には本研究の中心に位置づけられる遠心場降雨実験の実施とデータの解析において多大なるご協力を頂いた。ここに深くお礼申し上げます。

10）八木則男，矢田部龍一，山本浩治：雨水浸透による
現地斜面崩壊実験，第19回土質工学研究発表会，土質工学会，pp.1279-1280，1984．
11）八木則男，矢田部龍一，山本浩治：雨水浸透による斜面崩壊について，土木学会論文報告集，第330号，pp.107-114，1983．
12）林英輝，奥村康弘，日下部治，中瀬明男：浸透時の斜面の崩壊機構に関する研究，第19回土質工学研究発表会，土質工学会，pp.1283-1286，1984．
13）奥村康宏：降雨及び浸透による斜面崩壊に関する研究，東京工業大学修士論文，1986．
14）鹿子木清：盛土の降雨時安定性に関する研究，東京工業大学修士論文，1987．
15）神品英夫：豪雨時の斜面の崩壊機構に関する基礎的研究，東京工業大学修士論文，1990．

− 57 −

労働安全衛生総合研究所特別研究報告

16）Goodnigw,D.J: Relatiohships for Centrifugal
Modelling of Seepage and Surface Flow Effective
on Embankment Dams , Geotechnique, Vol.32,
pp.149-152, 1982.
17）Tan, T.S. and Scott, R.F: Centrifuge Scalling
Considerations for Fluid-particle systems ,Geotechnique, Vol.35, pp.461-470, 1985.
18）Atlas,D. and C.W. Ulbrich : Path-and AeraIntegrated rainfall measurement by microwave
attenuation in the 1-3cm band , J. Appl. Meteor.,
Vol.16, pp.1322-1331, 1977.
19）株式会社いけうち，http://www.kirinoikeuchi.co.jp/
technical01.html
20）水野 量：雲と雨の気象学，朝倉書店，PP.58-69，
2003．
21）市村宗武：力学，朝倉書店，pp.104～117，1994．
22）玉手 聡，遠藤 明：斜面工事における簡易な安全監視のためのスクリュー貫入型表層ひずみ計の開発とその適用性に関する実験的研究，労働安全衛生総合研究所特別研究報告，JNIOSH-SRR-No.35（2007），pp.107-128，2008．
23）堀井宣幸，玉手 聡，豊澤康男：遠心載荷試験装置を用いた飽和粘性土模型地盤の崩壊時の変形挙動，
産業安全研究所研究報告，RIIS-RR-92，pp.63-74，

1993．
24）谷 和夫，龍岡文夫，山口 順：砂地盤上の帯基礎の模型支持力実験（第2報），第21回土質工学研究発
表会，pp.1165-1168，1986．
25）八 木 則 男， 矢 田 部 龍 一， 山 本 浩 司： 雨 水 浸 透 によ る 斜 面 崩 壊， 土 木 学 会 論 文 報 告 集， 第330号，pp.107-114，1983．
26）K. Soga, J. Kawabata, C. Kechavarzi, H.
Coumoulos, and W. A. P. Waduge ：Centrifuge
Modeling of Nonaqueous Phase Liquid Movementand Entrapment in Unsaturated Layered Soils,
Journal of Geotechnical and Geoenvironmental
Engineering, Vol. 129, No. 2, pp. 173-182, 2003.
（平成19年7月30日受理）− 58 −JNIOSH-SRR-NO.35（2007）