高町団地の盛土崩壊地より採取した中間土の繰返しせん断特性

1． はじめに

環境防災研究室

好井健太

指導教員

大塚

悟

試料(以下，高町土と称す）は新潟県長岡市の高町団地盛土地点より不撹乱及び撹乱試料を採取

2004 年 10 月 23 日に起きた新潟県中越地震におした．不撹乱試料の採取地点は図 1 に示すようにいて，さまざまな地盤被害が発生した．その中で未崩壊盛土に当たる．撹乱試料は第 3 工区の斜面も，宅地造成地における盛土材の崩壊が多く見ら崩壊現場にて採取し，2mm ふるいにて粒度調整しれた．本研究では地震による盛土崩壊地として新たものを使用する．採取した高町土の攪乱・不攪

潟県長岡市に位置する高町団地に着目した．

乱試料の物理特性を表 1 に示す．シルト質の中間

本研究では，盛土崩壊地より採取した中間土の土に分類される．未崩壊盛土の間隙比は e=0.90 で繰返しせん断特性を把握するとともに，盛土崩壊あるのに対して，崩壊土砂は間隙比が e=1.30 であの要因を検討することを目的とする．

り，吸水膨張を起こしていた．採取試料の強度定数を表 2 に示すが，両者はほぼ一致している．

2． 試料及び試験ケース

中越地震では地震 2 日前の降雨（台風 23 号による日雨量 100mm を記録）の影響により，土構
第 2 工区崩壊地

第 3 工区崩壊地

間隙比 e BackPressure (kPa) 繰返し応力振幅比
0.297
0.245
0.240
1.30
200
0.217
0.206
0.183
0.670
0.90
300
0.600
0.500

ボーリング調査位置

図 1：高町団地ボーリング調査位置

表 4：試験ケース（含水比調整試料）

表 1：攪乱・不攪乱試料の物性値
wnwLwPIP
ρS種類
3(g/cm ) (%) (%) (%)
undisturbed
disturbed

2.692
2.689

30.3
--

表 3：試験ケース（飽和試料）

56.774.0

23.841.0

32.933.0IL

間隙比 e19.8--

1.30

表 2：攪乱・不攪乱試料の強度定数
種類

c cu(kN/m2)
undisturbed 20.9
disturbed--

φ cu(°)
20.6--c'φ'(kN/m2) (°)
0.0
36.9
0.0
36.9

0.90

飽和度Sr (%)
20.7
51.7
72.3
82.7
14.9
59.5
74.4
89.3
98.2

繰返し応力振幅比
0.225

0.500

0.80
Liquefaction strength , σd /2σ0'

Deviator stress , q (kPa)200
σd / 2 σ'0 = 0.183
σd / 2 σ'0 = 0.297

1000–100(a)–200
050100150

DA=1% (e=0.90)
DA=2% (e=0.90)
DA=5% (e=0.90)

0.70
0.60
0.50
0.400.30
0.20
0.10
0.00
0.1

DA=1% (e=1.30)
DA=2% (e=1.30)
DA=5% (e=1.30)

1101001000

Number of Cycles , N

Mean effective stress , p' (kPa)

図 3：液状化強度曲線
100
Degree of Saturation , S r (%)

200
Deviator stress , q (kPa)

(b)
100

0–100–200
0σd / 2 σ'0 = 0.500
σd / 2 σ'0 = 0.670

50100150

Mean effective stress , p' (kPa)

図 2：有効応力経路((a)：e=1.30，(b)：e=0.90)

8060402000.1

DA=1%
DA=2%

1101001000

Number of Cycles , N

図 4：飽和度−繰返し回数

造物の被害が拡大したことが指摘されている．第蓄積による（部分）液状化が生じるも，間隙比に2 工区及び第 3 工区の斜面崩壊地では盛土が流動よる過剰間隙水圧の発生は異なっている．圧縮側化した形跡があり，崩積土は多量の水分を含んででは限界状態線を超える有効応力が一部記録さいた．液状化による強度低下が懸念されることかれた．図 3 に間隙比 e=1.30，0.90 の液状化強度曲ら，飽和試料及び含水比調整試料を用い，非排水線を示す．図 3 より，両試料の液状化強度はそれ繰返しせん断試験を実施した．試験ケースを表 3，ぞれ 0. 225，0.600 であり，間隙比により強度およ4 に示す．

び強度曲線の形状は異なる．

3． 試験結果

3.2 飽和度と繰返し回数

3.1 繰返し非排水試験結果（飽和試料）

飽和試料及び含水比調整試料の繰返し試験結果より，飽和度と繰返し回数の関係を図 4 に示す．

図 2-(a)に間隙比 e=1.30（斜面崩壊による崩積盛

図 4 から，飽和度が小さくなると繰返し荷重に対土），図 2−(b)に間隙比 e=0.90（未崩壊の盛土）のするひずみの発生は抑制され，繰返し強度が大き有効応力経路を示す．両試料とも過剰間隙水圧のくなる。しかし，1%ひずみを発生する繰返し回数

では飽和土に対して不飽和土の方が小さく，変形し試験結果に基づいて，繰返し回数 N に対する液し易いことが分かる．一方，5%ひずみでは飽和度状化強度を用いた（表 6）．また，図 5 に解析モデの減少に伴って繰返し回数が増加し，飽和土以上ルの一例を示す．図 6 は長岡市の調査結果に修正に強度が発現している．不飽和土における初期剛加筆を加えた高町団地第 3 工区盛土崩壊地概略図

性の低下は興味深いが，その発生及び発生機構にを示す．図 6 より，崩壊によって裏込め土である

ついては今後の課題である．

盛土材が流出したことがわかる．図 7，8 に逆算解析結果を示す．図 7，8 より，両工区によりばらつきは見られるが地下水位の設定によらず逆3.3 逆算水平震度の算出

算水平震度係数が 0.05〜0.20 が得られた．また，高町団地の盛土敷設地点で崩壊地となった第 2

高町団地に近い防災科学研究所では最大加速度工区及び第 3 工区について，繰返し載荷試験より800gal の地震波が計測されており，逆算震度係数得られた液状化強度に基づいて，静的震度法によは盛土崩壊と整合する．地震と降雨の複合災害がる極限平衡解析により水平震度係数を逆算した．

地震被害を拡大したが，今回の検討により盛土と逆算解析では，盛土内の地下水位が不明であるこ

原地盤の透水係数の差異による地層境界の飽和とから，地下水位を仮定し解析を行った．表 5，6化によって崩壊が起こり得ることを明らかにしに解析条件を示す．なお，どちらの工区とも土のた．

単位体積重量をγt=18.53(kN/m3)として逆算を行った．すべり面での強度定数は間隙比 e=0.90 の繰返

表 5：逆算解析に用いたパラメータ

間隙比 e0.90

繰返し回数 N
251020内部摩擦角 φ ' (°)
23.88
23.09
22.5022.02

表 6：各工区における盛土内水位仮定条件

地下水位の位置
第2工区 すべり面 地表から4m 地表から3m
第3工区 すべり面 地表から5m 地表から3m

図 5：高町団地盛土崩壊地解析モデルの一例

8000

3000
300

8300

盛土
崩壊後盛土

御山層

崖錐堆積物

図 6：高町団地第 3 工区崩壊地概略図(長岡市の調査に加筆)

0.20

0.25
Kh

e=0.90 すべり面
e=0.90 地表 4m
e=0.90 地表 3m

逆算水平震度係数 ,逆算水平震度係数 , Kh

0.25

0.15
0.10
0.05
0.00
110100e=0.90 すべり面
e=0.90 地表 5me=0.90 地表 3m

0.20
0.15
0.10
0.05
0.00
110

Number of Cycles , N

Number of Cycles , N

図 7：高町団地第 2 工区逆算解析結果

図 8：高町団地第 3 工区逆算解析結果

4． まとめ

100によって多少のばらつきは見られるが，逆算
水平震度係数が 0.20 と得られ，今回の地震動

本研究で得られた知見を以下に示す．
(1) 高町の盛土崩壊地より採取した中間土（高町によって斜面崩壊が起こり得ることが明らかになった土）の繰返し強度特性を調査した。現地の崩壊土及び未崩壊土の間隙比に調整した繰返し

5． 今後の課題試験を実施した．
(2) 繰返し試験より，間隙比によって異なる液状化強度曲線が得られた．飽和度を減少させる

・不飽和土に対する更なる検討
・新潟県中越地震による他の盛土崩壊地の調査と繰返し強度は増加したが，初期剛性が低下する傾向が得られた．

参考文献(3) 高町の盛土崩壊事例の逆解析より，盛土と原保坂長寿：新潟県中越地震における宅地造成地被地盤の地層境界が飽和状態にあると，崩壊地害の調査・研究，長岡技術科学大学学士論文，2006