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港湾
空

CONTENTS

港

1. Role of Geoenvironment in the Benthic Ecology and Morphodynamics of Intertidal Flats and Beaches-Ecohabitat Chart and Optimal Design of Dynamically Stable Sandbars································Shinji SASSA, Yoichi WATABE, Soonbo YANG, Tomohiro KUWAE ·············· ��3

技
術
研
究
所

2. The effect of compaction grouting as a countermeasure against liquefaction······· Daiki TAKANO, Satoshi NISHIMURA, Yoshiyuki MORIKAWA, Hidenori TAKAHASHI ·············· �45

報
告3. Rheological Behavior of W/O Emulsion of Water-Heavy Oil System andFriction Loss Reduction Methods for its Flow in a PipeREPORT··································································· Isamu FUJITA, Yoshitaka MATSUZAKI ·············��75����������������
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古紙配合率70％再生紙を使用しています港湾空港技術研究所報告（REPORT OF PARI）
第 52 巻

第 4 号（Vol. 52,

目

No. 4）,

港湾空港技術研究所報告（REPORT OF PARI）

2013 年12月（December 2013）

第 52 巻次（CONTENTS）

第 4 号（Vol. 52,

目

No. 4）,

2013 年12月（December 2013）

次（CONTENTS）

1. 干潟・砂浜海岸の生物生態／地形動態に果たす地盤環境の役割

1. 干潟・砂浜海岸の生物生態／地形動態に果たす地盤環境の役割－多種多様な生物住環境診断チャートと安定地形の最適設計－－多種多様な生物住環境診断チャートと安定地形の最適設計－·······················································佐々真志，渡部要一，梁順普，桑江朝比呂 ·······

3（Role of Geoenvironment in the Benthic Ecology and Morphodynamics of Intertidal Flats and Beaches·······················································佐々真志，渡部要一，梁順普，桑江朝比呂 ·······

3（Role of Geoenvironment in the Benthic Ecology and Morphodynamics of Intertidal Flats and Beaches-Ecohabitat Chart and Optimal Design of Dynamically Stable Sandbars--Ecohabitat Chart and Optimal Design of Dynamically Stable Sandbars-················································· Shinji SASSA, Yoichi WATABE, Soonbo YANG, Tomohiro KUWAE）
2. 静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究················································· Shinji SASSA, Yoichi WATABE, Soonbo YANG, Tomohiro KUWAE）
2. 静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究··························································高野大樹，西村聡，森川嘉之，高橋英紀 ······· 45··························································高野大樹，西村聡，森川嘉之，高橋英紀 ······· 45（The effect of compaction grouting as a countermeasure against liquefaction（The effect of compaction grouting as a countermeasure against liquefaction·························Daiki TAKANO, Satoshi NISHIMURA, Yoshiyuki MORIKAWA, Hidenori TAKAHASHI）·························Daiki TAKANO, Satoshi NISHIMURA, Yoshiyuki MORIKAWA, Hidenori TAKAHASHI）

3. W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究

3. W/O エマルジョンを形成した水-重油系の流動特性と管摩擦損失の制御手法に関する研究······················································································· 藤田勇，松﨑義孝 ······

75（Rheological Behavior of W/O Emulsion of Water-Heavy Oil System and······················································································· 藤田勇，松﨑義孝 ······（Rheological Behavior of W/O Emulsion of Water-Heavy Oil System andFriction Loss Reduction Methods for its Flow in a Pipe····················································································· Isamu FUJITA, Yoshitaka MATSUZAKI）

天地センター

175

Friction Loss Reduction Methods for its Flow in a Pipe····················································································· Isamu FUJITA, Yoshitaka MATSUZAKI）

天地センター1港湾空港技術研究所報告第 52 巻第 4 号(2013.12)

港湾空港技術研究所報告第 52 巻第 4 号(2013.12)

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究高野

大樹*・西村聡**・森川要

嘉之***・高橋英紀****

旨

緩い砂地盤の液状化対策工法として，地中にグラウトを注入し杭状の改良体を作製することにより，

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究高野

大樹*・西村聡**・森川要

嘉之***・高橋英紀****

旨

緩い砂地盤の液状化対策工法として，地中にグラウトを注入し杭状の改良体を作製することにより，地盤の密実化および拘束圧の増加を図る静的圧入締固め工法がある．本工法の利点として既設の空港

地盤の密実化および拘束圧の増加を図る静的圧入締固め工法がある．本工法の利点として既設の空港舗装に対して悪影響を与えず，供用を妨げずに施工が可能となることが挙げられる．一方，同様の密舗装に対して悪影響を与えず，供用を妨げずに施工が可能となることが挙げられる．一方，同様の密度増大工法であるサンドコンパクションパイル工法（SCP）に比べ施工コストが比較的高いこと，予度増大工法であるサンドコンパクションパイル工法（SCP）に比べ施工コストが比較的高いこと，予期せぬ地表面の隆起や舗装の損傷が生じるなどの問題が報告されている．これらの問題を踏まえ，本期せぬ地表面の隆起や舗装の損傷が生じるなどの問題が報告されている．これらの問題を踏まえ，本研究では，静的圧入締固め工法を低改良率で施工した際の液状化抑制効果を検討するものである．こ

研究では，静的圧入締固め工法を低改良率で施工した際の液状化抑制効果を検討するものである．こ

こでは，模型実験および数値解析を通してグラウト注入時の密度変化，応力変化などの地盤挙動を明

こでは，模型実験および数値解析を通してグラウト注入時の密度変化，応力変化などの地盤挙動を明らかにし，改良率，水平土圧，液状化強度の関係について検討した．

らかにし，改良率，水平土圧，液状化強度の関係について検討した．

キーワード：液状化，静的圧入締固め，低改良率，X 線 CT，遠心模型実験，数値解析

キーワード：液状化，静的圧入締固め，低改良率，X 線 CT，遠心模型実験，数値解析* 地盤研究領域 地盤改良研究チーム 研究官** 北海道大学大学院 准教授 （元地盤研究領域 地盤改良研究チーム 研究官）*** 地盤研究領域 地盤改良研究チーム チームリーダー**** 地盤研究領域 動土質研究チーム 主任研究官〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬3-1-1
独立行政法人 港湾空港技術研究所
電話：046-844-5055
Fax：046-844-0618
E-mail：takano-d@pari.go.jp* 地盤研究領域 地盤改良研究チーム 研究官** 北海道大学大学院 准教授 （元地盤研究領域 地盤改良研究チーム 研究官）*** 地盤研究領域 地盤改良研究チーム チームリーダー**** 地盤研究領域 動土質研究チーム 主任研究官〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬3-1-1
独立行政法人 港湾空港技術研究所
電話：046-844-5055
Fax：046-844-0618
E-mail：takano-d@pari.go.jp― 45 ―― 45 ―

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REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.52, No.4 (Dec.2013)

REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.52, No.4 (Dec.2013)

The effect of compaction grouting as a countermeasure against liquefaction

Daiki TAKANO*
Satoshi NISHIMURA**
Yoshiyuki MORIKAWA***
Hidenori TAKAHASHI****The effect of compaction grouting as a countermeasure against liquefaction

Daiki TAKANO*
Satoshi NISHIMURA**
Yoshiyuki MORIKAWA***
Hidenori TAKAHASHI****

Synopsis

Synopsis

Compaction grouting, an in-situ static compaction technique by means of grout injection, hasCompaction grouting, an in-situ static compaction technique by means of grout injection, hasbeen increasingly adopted for improving the liquefaction resistance of loose sandy ground in recent

been increasingly adopted for improving the liquefaction resistance of loose sandy ground in recent

years. An increase in the lateral confining pressure and densification are considered as the main

years. An increase in the lateral confining pressure and densification are considered as the main

factors for the increase in the liquefaction resistance of sand caused by compaction grouting. The

factors for the increase in the liquefaction resistance of sand caused by compaction grouting. The

advantage of this method is that the construction can be conducted without disturbing the existing

advantage of this method is that the construction can be conducted without disturbing the existingand servicing structures such as airport runways and taxiways. However, several issues, such as

and servicing structures such as airport runways and taxiways. However, several issues, such as

high cost of construction compared to another liquefaction countermeasure such as sand compaction

high cost of construction compared to another liquefaction countermeasure such as sand compaction

pile method or damaging pavements caused by unexpected ground surface heaves, has also been

pile method or damaging pavements caused by unexpected ground surface heaves, has also beenreported. The present study addresses these issues by investigating the effect of the improvement

reported. The present study addresses these issues by investigating the effect of the improvement

ratio or grout pile spacing of compaction grouting on the liquefaction resistance by model tests

ratio or grout pile spacing of compaction grouting on the liquefaction resistance by model tests

using a geotechnical centrifuge and X-ray tomography and numerical simulations. The findings

using a geotechnical centrifuge and X-ray tomography and numerical simulations. The findings

indicate that the densification can be archived mainly in the lateral side of a grout pile and highindicate that the densification can be archived mainly in the lateral side of a grout pile and highearth pressure coefficient value, K, provides effective liquefaction resistance to the sandy ground.

earth pressure coefficient value, K, provides effective liquefaction resistance to the sandy ground.

Key Words: Liquefaction, Compaction grouting, Low improvement ratio, Geotechnical centrifuge,

Key Words: Liquefaction, Compaction grouting, Low improvement ratio, Geotechnical centrifuge,

X-ray tomography, Numerical simulation* Researcher, Soil Stabilization Group, Geotechnical Engineering Field** Associate Professor, Faculty of Engineering, Hokkaido University(previously at Soil Stabilization Group, Geotechnical Engineering Field*** Group Leader, Soil Stabilization Group, Geotechnical Engineering Field**** Senior Researcher, Soil Dynamics Group, Geotechnical Engineering Field
3-1-1, Nagase, Yokosuka, Kanagawa 239-0826, JapanPort and Airport Research Institute
Phone : +81-46-844-5055
Fax : +81-46-844-0618
E-mail : takano-d@pari.go.jp

X-ray tomography, Numerical simulation* Researcher, Soil Stabilization Group, Geotechnical Engineering Field** Associate Professor, Faculty of Engineering, Hokkaido University(previously at Soil Stabilization Group, Geotechnical Engineering Field*** Group Leader, Soil Stabilization Group, Geotechnical Engineering Field**** Senior Researcher, Soil Dynamics Group, Geotechnical Engineering Field
3-1-1, Nagase, Yokosuka, Kanagawa 239-0826, JapanPort and Airport Research Institute
Phone : +81-46-844-5055
Fax : +81-46-844-0618
E-mail : takano-d@pari.go.jp― 46 ―― 46 ―

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目

要

次

旨 ························································································································ 45

1. 序論 ·························································································································· 49

目

要

次

旨 ························································································································ 45

1. 序論 ·························································································································· 49

1.1

研究の概要 ·········································································································· 49

1.1

研究の概要 ·········································································································· 49

1.2

液状化対策としての静的圧入締固め工法の概要と現状 ·············································· 49

1.2

液状化対策としての静的圧入締固め工法の概要と現状 ·············································· 49

2. 模型実験の概要 ·········································································································· 51

2. 模型実験の概要 ·········································································································· 51

2.1

マイクロフォーカスX線CT装置の概要 ····································································· 51

2.1

マイクロフォーカスX線CT装置の概要 ····································································· 51

2.2

遠心模型実験装置の概要 ······················································································· 51

2.2

遠心模型実験装置の概要 ······················································································· 51

2.3

静的圧入締固め装置の概要 ···················································································· 52

2.3

静的圧入締固め装置の概要 ···················································································· 52

2.4

試料容器 ············································································································· 52

2.4

試料容器 ············································································································· 52

2.5

土質試料および間隙流体 ······················································································· 52

2.5

土質試料および間隙流体 ······················································································· 52

2.6

実験ケースの設定と実験手順 ················································································· 53

2.6

実験ケースの設定と実験手順 ················································································· 53

3. 実験結果 ··················································································································· 57

3. 実験結果 ··················································································································· 57

3.1

シリーズ1：CT実験の結果 ····················································································· 57

3.1

シリーズ1：CT実験の結果 ····················································································· 57

3.2

シリーズ2：複数グラウト杭打設実験の結果 ···························································· 59

3.2

シリーズ2：複数グラウト杭打設実験の結果 ···························································· 59

3.3

シリーズ3：加振実験の結果 ·················································································· 65

3.3

シリーズ3：加振実験の結果 ·················································································· 65

4. 数値解析結果 ············································································································· 67

4. 数値解析結果 ············································································································· 67

4.1

数値解析の概要 ···································································································· 67

4.1

数値解析の概要 ···································································································· 67

4.2

数値解析ツールおよび方法 ···················································································· 68

4.2

数値解析ツールおよび方法 ···················································································· 68

4.3

数値解析結果 ······································································································· 69

4.3

数値解析結果 ······································································································· 69

5. 結論 ·························································································································· 71

5. 結論 ·························································································································· 71

謝辞 ······························································································································ 72

謝辞 ······························································································································ 72

参考文献 ························································································································ 72

参考文献 ························································································································ 72― 47 ―― 47 ―

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48

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静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

1. 序論

1.2

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

液状化対策としての静的圧入締固め工法の概要

1. 序論

1.2

と現状

と現状

静的圧入締固め工法は，地中に低流動性モルタルを高1.1 研究の概要

液状化対策としての静的圧入締固め工法の概要

1)

静的圧入締固め工法は，地中に低流動性モルタルを高1.1 研究の概要

砂質土から成る埋立地盤上の舗装に対して，液状化に圧で圧入し地盤を締固める工法である ．1960年代から米

砂質土から成る埋立地盤上の舗装に対して，液状化に圧で圧入し地盤を締固める工法である1)．1960年代から米起因する側方流動・不同沈下のもたらす被害は深刻であ国において主に空洞充填や不同沈下した建物の沈下修正

起因する側方流動・不同沈下のもたらす被害は深刻であ国において主に空洞充填や不同沈下した建物の沈下修正

る．東京国際空港においては，平成9~13年にかけてB滑走などに使用されてきたが，近年では液状化対策に適用さる．東京国際空港においては，平成9~13年にかけてB滑走などに使用されてきたが，近年では液状化対策に適用さ路の大規模な液状化対策工事が行われた．この中でも困れる事例が増加している．地盤の締固めの原理はサンド路の大規模な液状化対策工事が行われた．この中でも困れる事例が増加している．地盤の締固めの原理はサンド難であったのが既設のA滑走路との交差部であり，舗装にコンパクションパイル（以下SCP）工法と同様である．SCP

難であったのが既設のA滑走路との交差部であり，舗装にコンパクションパイル（以下SCP）工法と同様である．SCP

悪影響を与えず，また施工中も滑走路の供用を妨げない

では騒音の問題に加え，貫通孔が大きく舗装の上から直悪影響を与えず，また施工中も滑走路の供用を妨げない

では騒音の問題に加え，貫通孔が大きく舗装の上から直地盤改良工法は非常に限られていた．そこで，液状化対接行うのが困難であるうえ，施工機械が大型で施工空間

地盤改良工法は非常に限られていた．そこで，液状化対接行うのが困難であるうえ，施工機械が大型で施工空間策としての実績は乏しいが，上記の条件を満たす静的圧の制約を受けるという問題がある．静的圧入締固め工法策としての実績は乏しいが，上記の条件を満たす静的圧の制約を受けるという問題がある．静的圧入締固め工法

入締固め（CPG）工法と薬液注入工法が用いられること

は，削孔はあらかじめボーリングマシンで行い，そこに入締固め（CPG）工法と薬液注入工法が用いられること

は，削孔はあらかじめボーリングマシンで行い，そこにとなった．これらの工法はコストが比較的高い上に，近70mm程度の比較的直径の小さいロッドを随時差し込み，となった．これらの工法はコストが比較的高い上に，近70mm程度の比較的直径の小さいロッドを随時差し込み，年の経験では，予期せぬ地表面隆起や間隙水の移動によ

これを通してグラウトを注入する．システムの基本的な年の経験では，予期せぬ地表面隆起や間隙水の移動によ

これを通してグラウトを注入する．システムの基本的なる舗装の損傷などの問題が報告されている．これらの問ユニットはボーリングマシンと注入ポンプ車のみであり，る舗装の損傷などの問題が報告されている．これらの問ユニットはボーリングマシンと注入ポンプ車のみであり，

題は，地盤の不均一性に起因する部分もあるが，それぞそれぞれの機械は非常にコンパクトなため，滑走路の供

題は，地盤の不均一性に起因する部分もあるが，それぞそれぞれの機械は非常にコンパクトなため，滑走路の供れの工法による締固め・浸透過程が完全に解明されてお用時間が終わった後に迅速に施工に取りかかることがでれの工法による締固め・浸透過程が完全に解明されてお用時間が終わった後に迅速に施工に取りかかることがでらず，まだ数少ない過去の経験に基づいて施工を行なっ

きる．グラウトは，浅い箇所から深い箇所に向かって（トらず，まだ数少ない過去の経験に基づいて施工を行なっ

きる．グラウトは，浅い箇所から深い箇所に向かって（トていることによる．

ップダウン式），あるいはその逆（ボトムアップ式）の順ていることによる．

ップダウン式），あるいはその逆（ボトムアップ式）の順

こういった問題を避け，より効率的に，低いコストでに，球体として重ねていき，図-1.1に示すように，最終

これらの工法を利用するためには，実験室においてコン的に改良する地層内で杭のような形状となる．

こういった問題を避け，より効率的に，低いコストでに，球体として重ねていき，図-1.1に示すように，最終

これらの工法を利用するためには，実験室においてコン的に改良する地層内で杭のような形状となる．

トロールされた環境下での基礎的研究が不可欠である．

静的圧入締固め工法によって地盤の液状化強度が増加

トロールされた環境下での基礎的研究が不可欠である．

静的圧入締固め工法によって地盤の液状化強度が増加

本研究では，締固め・浸透といった基礎的な物理現象のするメカニズムとしては，砂地盤の密実化と側方土圧の本研究では，締固め・浸透といった基礎的な物理現象のするメカニズムとしては，砂地盤の密実化と側方土圧の観察や力学的解釈を通して，空港舗装施設に実用可能な上昇が考えられている．土圧に関しては，クリープによ観察や力学的解釈を通して，空港舗装施設に実用可能な上昇が考えられている．土圧に関しては，クリープによ

液状化対策工法の，より効率的な施工法および信頼性のる施工後の経時減少，すなわち時間とともに土圧が施工

液状化対策工法の，より効率的な施工法および信頼性のる施工後の経時減少，すなわち時間とともに土圧が施工高い設計法の開発に寄与することを目的に調査・検討を前の状態に向かって戻っていくことが懸念されたが，善高い設計法の開発に寄与することを目的に調査・検討を前の状態に向かって戻っていくことが懸念されたが，善2)行った．施工性・コストなどの面から，現時点で最も実ら の現地計測によれば，数年の後も高い側方土圧は保た行った．施工性・コストなどの面から，現時点で最も実ら2)の現地計測によれば，数年の後も高い側方土圧は保た用的であると判断されるのは静的圧入締固め工法であり，れることが示されている．

用的であると判断されるのは静的圧入締固め工法であり，れることが示されている．

本研究では対象をこの工法に絞っている．静的圧入締固

上記のメカニズムによる液状化強度の変化を設計に反本研究では対象をこの工法に絞っている．静的圧入締固

上記のメカニズムによる液状化強度の変化を設計に反め工法においては，高改良率で施工した場合の地表面隆映するために用いられる指標は，現行ではほぼ全ての設

め工法においては，高改良率で施工した場合の地表面隆映するために用いられる指標は，現行ではほぼ全ての設起による舗装変位が問題となる．そこで，本研究では舗計法において，標準貫入試験からのN値のみに限られてい起による舗装変位が問題となる．そこで，本研究では舗計法において，標準貫入試験からのN値のみに限られてい装変位抑制の方法として，また施工効率化の方法の一つる．つまり，施工前のN値に対し，目標とするN値を設定

装変位抑制の方法として，また施工効率化の方法の一つる．つまり，施工前のN値に対し，目標とするN値を設定として，静的圧入締固め工法の低改良率化の是非を検討し，達成すべきN値の増分をもたらす改良率を設計法からとして，静的圧入締固め工法の低改良率化の是非を検討し，達成すべきN値の増分をもたらす改良率を設計法からした．具体的には，2.0mを超える長い杭間距離を採用しした．具体的には，2.0mを超える長い杭間距離を採用した場合の改良効果について，実験室レベルからの知見をた場合の改良効果について，実験室レベルからの知見を得ることを目的とし，密実化・側方土圧の増加というメ得ることを目的とし，密実化・側方土圧の増加というメカニズムについて，遠心模型実験・要素試験・数値解析

カニズムについて，遠心模型実験・要素試験・数値解析

を通して総合的に評価した．様々な試行錯誤を経た後，を通して総合的に評価した．様々な試行錯誤を経た後，実施工で確認されているような比較的均一な締固め杭を実施工で確認されているような比較的均一な締固め杭を遠心場において作製する装置・技術を開発した．その結遠心場において作製する装置・技術を開発した．その結果，遠心実験からは地盤の密実化や側方応力の増加が確

果，遠心実験からは地盤の密実化や側方応力の増加が確認され，室内実験および数値解析から，特に側方応力の認され，室内実験および数値解析から，特に側方応力の増加が液状化強度の向上に効果的であることが示された．

増加が液状化強度の向上に効果的であることが示された．
図-1.1 三角形配置パターンでの静的圧入締固め工法の図-1.1 三角形配置パターンでの静的圧入締固め工法の概要

概要― 49 ―― 49 ―

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高野

大樹・西村 聡・森川 嘉之・高橋 英紀

高野

大樹・西村

聡・森川 嘉之・高橋 英紀

計算することになる．この設計法には，山﨑らの研究 3)

スケール人工液状化実験4)では，改良率5%・杭間距離2.0m計算することになる．この設計法には，山﨑らの研究 3)

スケール人工液状化実験4)では，改良率5%・杭間距離2.0mや，文献1)に記述されているA法，B法，C法，D法およびで施工された静的圧入締固め工法の液状化抑制効果が実や，文献1)に記述されているA法，B法，C法，D法およびで施工された静的圧入締固め工法の液状化抑制効果が実κ法などがある（図-1.2）．これらはそれぞれ，地盤の相証されている．またこれに加え，昨年度の東京国際空港C

κ法などがある（図-1.2）．これらはそれぞれ，地盤の相証されている．またこれに加え，昨年度の東京国際空港C

対密度・拘束圧・細粒分含有率の関係を異なる経験式で滑走路における試験施工の例でも，これと同様に改良率

対密度・拘束圧・細粒分含有率の関係を異なる経験式で滑走路における試験施工の例でも，これと同様に改良率表している．これらの設計法は基本的にSCP工法の実績に5%・杭間距離2.0mが採用され，N値の増加が報告されて表している．これらの設計法は基本的にSCP工法の実績に5%・杭間距離2.0mが採用され，N値の増加が報告されて基づいてSCP工法のために提案されたものであり，まだ実いる．

基づいてSCP工法のために提案されたものであり，まだ実いる．

績の少ない静的圧入締固め工法に転用されているもので上述のような実物大試験や試験施工が容易でないこと

績の少ない静的圧入締固め工法に転用されているもので上述のような実物大試験や試験施工が容易でないことある．両工法を比較した際，杭状体による締固めというを考えると，静的圧入締固めによる液状化抑制効果の検ある．両工法を比較した際，杭状体による締固めというを考えると，静的圧入締固めによる液状化抑制効果の検原理は同じであるが，施工過程などが異なるため，それ証を実験室レベルで行う方法の確立が望まれる．また，原理は同じであるが，施工過程などが異なるため，それ証を実験室レベルで行う方法の確立が望まれる．また，ぞれの設計法において用いる係数（κなど）は，実績がそれは締固めによる液状化抑制の原理の根本的な研究にぞれの設計法において用いる係数（κなど）は，実績がそれは締固めによる液状化抑制の原理の根本的な研究に増えるにしたがって推奨設定値は変わることも予想され基づいたものであることが望まれる．前述のように，締増えるにしたがって推奨設定値は変わることも予想され基づいたものであることが望まれる．前述のように，締る．

固めにより，地盤は密実化と側方土圧の上昇により液状

る．

固めにより，地盤は密実化と側方土圧の上昇により液状以上の設計法は，地盤密度やN値など限られた情報に基化強度が増すと考えられているが，これらの個別の効果以上の設計法は，地盤密度やN値など限られた情報に基化強度が増すと考えられているが，これらの個別の効果

づいており，これは長所でもあり短所でもありうる．たの評価はされておらず，現状では標準貫入試験によるN値

づいており，これは長所でもあり短所でもありうる．たの評価はされておらず，現状では標準貫入試験によるN値

とえば，設計法に従って機械的に改良率を設定して施工のみが改良効果の指標として用いられている．実際の施とえば，設計法に従って機械的に改良率を設定して施工のみが改良効果の指標として用いられている．実際の施を行った結果，想定したよりも地表面隆起が大きく，施工では，細粒分が多い砂のように，密実化が困難（大きを行った結果，想定したよりも地表面隆起が大きく，施工では，細粒分が多い砂のように，密実化が困難（大き工中にリアルタイムで改良率を下げざるを得ないというな地表面の盛上がりにより確認される）な地盤を扱うケ

工中にリアルタイムで改良率を下げざるを得ないというな地表面の盛上がりにより確認される）な地盤を扱うケ

状況も想定される．また，これらの設計法では，締固めースも多く，側方土圧の上昇のみによる効果に頼ってよ状況も想定される．また，これらの設計法では，締固めースも多く，側方土圧の上昇のみによる効果に頼ってよにより地盤全体がマスとして状態が変わることを想定しいか，など検証事項は多い．また，現行の設計法の核とにより地盤全体がマスとして状態が変わることを想定しいか，など検証事項は多い．また，現行の設計法の核とている．従って，改良率までは算定できるが，その改良なっている，液状化強度－N値－地盤密度の元のデータは，ている．従って，改良率までは算定できるが，その改良なっている，液状化強度－N値－地盤密度の元のデータは，率を達成するための締固め杭径と杭間距離の組み合わせ

杭状締固め後のように高い側方土圧が存在する場合では率を達成するための締固め杭径と杭間距離の組み合わせ

杭状締固め後のように高い側方土圧が存在する場合ではは任意ということになる．しかし，実際にはこの組み合は任意ということになる．しかし，実際にはこの組み合わせにより改良効果が異なることが推測される．施工のわせにより改良効果が異なることが推測される．施工の観点から言えば，杭間距離が長いほうがボーリング数を観点から言えば，杭間距離が長いほうがボーリング数を少なく抑えられ，施工時間も短く済むため効率的・経済少なく抑えられ，施工時間も短く済むため効率的・経済的である．近年までの実績として，杭間距離は最大で的である．近年までの実績として，杭間距離は最大で1.7~1.8mまでが採用されており（図-1.3），これより長い

1.7~1.8mまでが採用されており（図-1.3），これより長い

杭間距離に対しては，その効果の実証が別途必要と考え

杭間距離に対しては，その効果の実証が別途必要と考えられている．平成19年に行われた石狩湾新港での実物

石狩港試験

N値・粒径分布などから液状化予測（「港湾の施設の技術上の基準・同解説」などの各種関連基準）

目標 N値
目標 Dr（相対密度）

石狩港試験

N値・粒径分布などから液状化予測（「港湾の施設の技術上の基準・同解説」などの各種関連基準）改良前の地盤条件
・N値・上載圧・細粒分含有率

目標 N値など

目標 Dr（相対密度）

初期Dr、各種補正係数
（κなど）
改良率as
= （杭面積）／（分担面積）られている．平成19年に行われた石狩湾新港での実物改良前の地盤条件
・N値・上載圧・細粒分含有率など

初期Dr、各種補正係数
（κなど）
改良率as
= （杭面積）／（分担面積）

各種設計法（Ａ～Ｄ法、κ法など）

杭面積

杭面積

分担面積

分担面積

図-1.2 現行の設計概念

図-1.3 杭径-杭間距離-改良率の実績

各種設計法（Ａ～Ｄ法、κ法など）

図-1.2 現行の設計概念

図-1.3 杭径-杭間距離-改良率の実績― 50 ―― 50 ―

5050

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

なく，改良前の自然地盤について得られたものが中心でなく，改良前の自然地盤について得られたものが中心であることにも留意すべきである5)．

あることにも留意すべきである5)．

2. 模型実験の概要

2. 模型実験の概要

本研究で行った模型実験は大きく3つのシリーズに分本研究で行った模型実験は大きく3つのシリーズに分けられる．まず，グラウト注入による地盤の密度変化をけられる．まず，グラウト注入による地盤の密度変化を評価するためにマイクロフォーカスX線CTを用い，1G場

評価するためにマイクロフォーカスX線CTを用い，1G場

においてグラウト杭を1本打設する過程を観察した（シリにおいてグラウト杭を1本打設する過程を観察した（シリーズ1）．次に，低改良率の是非について，遠心応力下でーズ1）．次に，低改良率の是非について，遠心応力下で複数本のグラウト打設による地盤内の応力変化を評価す

複数本のグラウト打設による地盤内の応力変化を評価することにより検討を行った（シリーズ2）．ここでは，遠ることにより検討を行った（シリーズ2）．ここでは，遠写真-2.1 遠心模型実験装置

心模型実験で観察された応力変化が液状化抑制効果に及ぼす影響について，中空ねじりせん断試験結果を通してぼす影響について，中空ねじりせん断試験結果を通して
表-2.1 遠心模型実験装置の仕様考察を行った．最後に，グラウト打設により地盤密度および地盤内応力が増加した地盤に対し，遠心応力下にお項

いて加振実験を行い，液状化抑制効果を直接確認した（シリーズ3）．なお，遠心模型実験に関する記述では特に断りのない限り実規模スケールに換算した物理量を示す．
2.1 マイクロフォーカスX線CT装置の概要
X 線 CT を用いた地盤の可視化実験は独立行政法人港湾空港技術研究所の所有するマイクロフォーカス型 X 線
CT 装置（μX 線 CT：以下同様）を用いて行った．μX 線
CT は X 線 CT スキャナの一種であり，コーン型の X 線
を被検体に照射し，その減衰量を被験体に対し複数の方向から CCD カメラにより計測し，その内部構造を三次元画像として再構成するものである．μX 線 CT の概念図
を図-2.1 に示す．なお，本研究で用いた μX 線 CT の詳目

内表-2.1 遠心模型実験装置の仕様考察を行った．最後に，グラウト打設により地盤密度お容

最大遠心加速度（G）

113

回転腕直径（mm）

9,650

有効回転半径（mm）

3,400~3,800

最大中心軸回転数（rpm）

163

ｽｲﾝｸﾞﾌﾟﾗｯﾄﾎｰﾑの大きさ（mm）

1,600×1,600

最大積載質量（kg）

2,760

最大質量×加速度 容量（t･G）

300主電動機容量（kw）

DC450

円形ピットの大きさ（mm）

直径 10,400×高さ 4,200

スリップリング極数

80P

ロータリージョイントボール数5P

装置全重量（kgf）

約 87,000

細な仕様や，地盤材料に対する適用性の検討などは文献
6)

写真-2.1 遠心模型実験装置

心模型実験で観察された応力変化が液状化抑制効果に及よび地盤内応力が増加した地盤に対し，遠心応力下にお項

いて加振実験を行い，液状化抑制効果を直接確認した（シリーズ3）．なお，遠心模型実験に関する記述では特に断りのない限り実規模スケールに換算した物理量を示す．
2.1 マイクロフォーカスX線CT装置の概要
X 線 CT を用いた地盤の可視化実験は独立行政法人港湾空港技術研究所の所有するマイクロフォーカス型 X 線
CT 装置（μX 線 CT：以下同様）を用いて行った．μX 線
CT は X 線 CT スキャナの一種であり，コーン型の X 線
を被検体に照射し，その減衰量を被験体に対し複数の方向から CCD カメラにより計測し，その内部構造を三次元画像として再構成するものである．μX 線 CT の概念図
を図-2.1 に示す．なお，本研究で用いた μX 線 CT の詳

目

内

容

最大遠心加速度（G）

113

回転腕直径（mm）

9,650

有効回転半径（mm）

3,400~3,800

最大中心軸回転数（rpm）

163

ｽｲﾝｸﾞﾌﾟﾗｯﾄﾎｰﾑの大きさ（mm）

1,600×1,600

最大積載質量（kg）

2,760

最大質量×加速度 容量（t･G）

300主電動機容量（kw）

DC450

円形ピットの大きさ（mm）

直径 10,400×高さ 4,200

スリップリング極数

80P

ロータリージョイントボール数5P

装置全重量（kgf）

約 87,000

細な仕様や，地盤材料に対する適用性の検討などは文献
6)を参照されたい．

表-2.2 遠心模型実験の相似則

2.2 遠心模型実験装置の概要

項

遠心模型実験は，独立行政法人港湾空港技術研究所の目

遠心模型実験装置は，対象とする構造物の縮尺（1/n）の逆数に相当する加速度場で模型実験を実施することに

表-2.2 遠心模型実験の相似則

2.2 遠心模型実験装置の概要

項

模型/実物

遠心模型実験は，独立行政法人港湾空港技術研究所の

長さ

加速度

n

所有する遠心模型実験装置7)（写真-2.1）を用いて行った．

加速度

n

質量

1

遠心模型実験装置は，対象とする構造物の縮尺（1/n）の

質量

1

力

1/n2

逆数に相当する加速度場で模型実験を実施することに

力

1/n2

応力

1

応力

1

ひずみ

1

ひずみ

1

変位

1/n

変位

1/n

時間
（圧密・浸透）

時間

1/n2（圧密・浸透）

時間（動的）
図-2.1 マイクロフォーカス X 線 CT の概要

目

1/n

長さ

所有する遠心模型実験装置7)（写真-2.1）を用いて行った．

模型/実物を参照されたい．

周波数

1/n

1/n2

時間
1/n
1/n

（動的）
図-2.1 マイクロフォーカス X 線 CT の概要

周波数― 51 ―― 51 ―

51

51

1/n
1/n

高野

大樹・西村 聡・森川 嘉之・高橋 英紀

高野

大樹・西村

聡・森川 嘉之・高橋 英紀

より，実物と模型の幾何学的な相似則から，外力と自重ーズ2では複数本のグラウト打設した場合でも境界条件

より，実物と模型の幾何学的な相似則から，外力と自重ーズ2では複数本のグラウト打設した場合でも境界条件による応力を模型地盤内に再現するものである．表-2.1の影響を受けにくい十分な大きさを持つ鋼鉄製の容器による応力を模型地盤内に再現するものである．表-2.1の影響を受けにくい十分な大きさを持つ鋼鉄製の容器に遠心模型実験装置の仕様を，表-2.2に遠心模型実験の（直径540mm，深さ500mm）を用いた．

に遠心模型実験装置の仕様を，表-2.2に遠心模型実験の（直径540mm，深さ500mm）を用いた．

8)

シリーズ2の試料容器を用いて複数のグラウト杭を打相似則 を示す．本実験では，一貫してn=30と設定した．

8)

シリーズ2の試料容器を用いて複数のグラウト杭を打相似則 を示す．本実験では，一貫してn=30と設定した．

設する施工過程を再現すると，試料容器・注入装置が大設する施工過程を再現すると，試料容器・注入装置が大2.3 静的圧入締固め装置の概要

型化するため加振実験に使用する振動台の重量制限を超

2.3 静的圧入締固め装置の概要

型化するため加振実験に使用する振動台の重量制限を超静的圧入締固め装置は，図-2.2に示すように，水注入

えてしまい，CPGの液状化抑制効果を遠心実験で直接評

静的圧入締固め装置は，図-2.2に示すように，水注入

えてしまい，CPGの液状化抑制効果を遠心実験で直接評

ポンプ，水-グラウト置換装置，引抜き装置を主として構

価することが困難となる問題が生じた．そこで，シリー

ポンプ，水-グラウト置換装置，引抜き装置を主として構

価することが困難となる問題が生じた．そこで，シリー成されており，それらの間を耐高圧シンフレックスチュ

ズ3では，周辺地盤が既に先の杭の打設によって拘束され成されており，それらの間を耐高圧シンフレックスチュ

ズ3では，周辺地盤が既に先の杭の打設によって拘束されーブで接続している．グラウトは，水注入ポンプによりた状態での打設，つまり改良サイトの完成を想定し，動ーブで接続している．グラウトは，水注入ポンプによりた状態での打設，つまり改良サイトの完成を想定し，動置換装置内の水圧を上げ，ピストンを介して押し出され，的遠心実験では図―直方体の試料容器に六角柱の空洞の置換装置内の水圧を上げ，ピストンを介して押し出され，的遠心実験では図―直方体の試料容器に六角柱の空洞のシンフレックスチューブ，注入ロッドを経て地盤内に注あるブロックを設置し，この空洞内の砂地盤にグラウト

シンフレックスチューブ，注入ロッドを経て地盤内に注あるブロックを設置し，この空洞内の砂地盤にグラウト入される．引抜き装置は置換装置，注入ポンプとは独立を注入することで，改良サイトの完成状態を再現した．

入される．引抜き装置は置換装置，注入ポンプとは独立を注入することで，改良サイトの完成状態を再現した．

して注入ロッドに接続されており，所定の注入量を圧入

このため，グラウト注入を一度のみとし，遠心載荷を中して注入ロッドに接続されており，所定の注入量を圧入

このため，グラウト注入を一度のみとし，遠心載荷を中した後，所定量だけロッドを上昇させ再度圧入を開始す

断することなく加振実験までの一連の操作を行えるようした後，所定量だけロッドを上昇させ再度圧入を開始す

断することなく加振実験までの一連の操作を行えるようる．本装置では，3本まで連続してグラウト杭の打設を行にした．

る．本装置では，3本まで連続してグラウト杭の打設を行にした．

うことができる．これにより，遠心模型実験において複うことができる．これにより，遠心模型実験において複数本のグラウト打設を行う実験ケースにおいて，遠心載2.5 土質試料および間隙流体

数本のグラウト打設を行う実験ケースにおいて，遠心載2.5 土質試料および間隙流体

荷を中断することなく打設することが可能となり，応力模型地盤を構成する材料として相馬珪砂 5 号を用いた．

荷を中断することなく打設することが可能となり，応力模型地盤を構成する材料として相馬珪砂 5 号を用いた．

相馬珪砂の物性を表-2.3 に示す．排水三軸圧縮試験によの増加のリセットを避ける事が可能となった．

表-2.3 相馬珪砂 5 号と川崎粘土の物性

2.4 試料容器

表-2.3 相馬珪砂 5 号と川崎粘土の物性

2.4 試料容器

前述したように本研究における実験シリーズは，(i)μX

前述したように本研究における実験シリーズは，(i)μX

線CTいたグラウト注入による密度変化の評価，(ii)遠心模線CTいたグラウト注入による密度変化の評価，(ii)遠心模型実験による地盤内応力変化の評価，および(iii)遠心模型

型実験による地盤内応力変化の評価，および(iii)遠心模型

実験装置を用いたグラウトを打設した地盤に対する加振実験装置を用いたグラウトを打設した地盤に対する加振実験の3シリーズに分けられる．グラウト注入には前述し実験の3シリーズに分けられる．グラウト注入には前述した静的注入締固め装置を用いたが，それぞれのシリーズ

た静的注入締固め装置を用いたが，それぞれのシリーズにおいて使用した試料容器は異なる．シリーズ1のCT実験において使用した試料容器は異なる．シリーズ1のCT実験

ではX線の透過性を考慮したアクリル製の試料容器，シリ

ではX線の透過性を考慮したアクリル製の試料容器，シリ

水 - グラウト置換装置

引抜き装置

水 - グラウト置換装置

圧力計

シンフレックスチューブ

相馬珪砂の物性を表-2.3 に示す．排水三軸圧縮試験によの増加のリセットを避ける事が可能となった．

引抜き装置

圧力計

シンフレックスチューブ

注入ロッド

水注入ポンプ

注入ロッド

水注入ポンプ

試料容器

試料容器

模型地盤

模型地盤

図-2.3 相馬珪砂 5 号の力学特性

図-2.2 グラウト注入装置の概要

図-2.3 相馬珪砂 5 号の力学特性

図-2.2 グラウト注入装置の概要― 52 ―― 52 ―

52

52

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究って求めた相馬珪砂 5 号の力学挙動を図-2.3 に示す．シ

実験には適した骨材であった．なお，使用した川崎粘土って求めた相馬珪砂 5 号の力学挙動を図-2.3 に示す．シ

実験には適した骨材であった．なお，使用した川崎粘土

リーズ 2 では，静的なグラウト注入速度に対して間隙水は微量ではあるが礫の大きさの粒子や貝殻の破片なども

リーズ 2 では，静的なグラウト注入速度に対して間隙水は微量ではあるが礫の大きさの粒子や貝殻の破片なども圧の消散は十分速いことから，粘性流体ではなく，通常含まれており，これらはチューブ・ロッド内で詰まりを圧の消散は十分速いことから，粘性流体ではなく，通常含まれており，これらはチューブ・ロッド内で詰まりをの水道水を用いた．シリーズ 3 の遠心応力下での加振実起こす原因となるため，2mm のふるいにかけて使用した．

の水道水を用いた．シリーズ 3 の遠心応力下での加振実起こす原因となるため，2mm のふるいにかけて使用した．

験では間隙水として，加振実験時の動的変形現象と間隙

験では間隙水として，加振実験時の動的変形現象と間隙

水圧消散現象の相似則を合わせるために，信越化学工業

2.6 実験ケースの設定と実験手順

水圧消散現象の相似則を合わせるために，信越化学工業

2.6 実験ケースの設定と実験手順

社製のメトローズを 0.5~0.6 %で水溶液とした水の 30 倍

(1) シリーズ1：X線CTによる地盤挙動の評価

社製のメトローズを 0.5~0.6 %で水溶液とした水の 30 倍

(1) シリーズ1：X線CTによる地盤挙動の評価の粘性を持つ流体を用いた．

CT実験は，円筒容器内にグラウトを注入し，地盤の変の粘性を持つ流体を用いた．

CT実験は，円筒容器内にグラウトを注入し，地盤の変グラウトとして用いた材料とその配合を表-2.4 に示形過程をμX線CTにより可視化することを目的とした．模グラウトとして用いた材料とその配合を表-2.4 に示形過程をμX線CTにより可視化することを目的とした．模す．骨材は，川崎粘土（物性を表-2.3 に合わせて示す）型地盤の断面図を図-2.5に示す．この実験では，模型地

す．骨材は，川崎粘土（物性を表-2.3 に合わせて示す）型地盤の断面図を図-2.5に示す．この実験では，模型地と相馬珪砂 5 号を乾燥重量比にして 4:6 で混合したもの

盤を乾燥状態とし実験を行った．

と相馬珪砂 5 号を乾燥重量比にして 4:6 で混合したもの

盤を乾燥状態とし実験を行った．

である．その粒径分布を図-2.4 に示す．
これは，内径 5mm模型地盤は，試料容器に注入ロッドを仮固定した後，である．その粒径分布を図-2.4 に示す．
これは，内径 5mm模型地盤は，試料容器に注入ロッドを仮固定した後，のチューブおよびロッドを通過できる流動性を持つと同砂の最小密度試験と同様の手順で漏斗を用いて砂の分級のチューブおよびロッドを通過できる流動性を持つと同砂の最小密度試験と同様の手順で漏斗を用いて砂の分級時に，注入時に砂地盤中に浸透せずに砂を押しのける粗が起こらないよう注意して作製した．ここで，CT実験の時に，注入時に砂地盤中に浸透せずに砂を押しのける粗が起こらないよう注意して作製した．ここで，CT実験のさを持つという条件を満たすように，試行錯誤により設ように1G場で小型土槽を用いてグラウト注入を行った場さを持つという条件を満たすように，試行錯誤により設ように1G場で小型土槽を用いてグラウト注入を行った場

定された．図より，今回用いた骨材の粒径分布は，静的合，有効拘束圧が低いために周辺地盤の地表面方向への定された．図より，今回用いた骨材の粒径分布は，静的合，有効拘束圧が低いために周辺地盤の地表面方向への1)1)に示された範囲の下限

変位が卓越し，実際の地盤挙動と異なり密実化の効果が圧入締固め工法技術マニュアルに示された範囲の下限

変位が卓越し，実際の地盤挙動と異なり密実化の効果がに相当するが，これは遠心実験においては装置が全てミ得られないことが考えられる．これを防ぐ目的で地盤のに相当するが，これは遠心実験においては装置が全てミ得られないことが考えられる．これを防ぐ目的で地盤のニチュアであるという制約のためである．次章で示すよ

相対密度を遠心実験より低く設定することに加え，地表

ニチュアであるという制約のためである．次章で示すよ

相対密度を遠心実験より低く設定することに加え，地表

うに，グラウトが地盤に浸透した形跡はないため，遠心面に直径1 mmのステンレス球を上載し，初期ロッド先端

うに，グラウトが地盤に浸透した形跡はないため，遠心面に直径1 mmのステンレス球を上載し，初期ロッド先端位置で10 kPaの有効土被り圧が作用するようにした．
地盤作製後，試料容器をCT装置のターンテーブル上に設置し，遠心実験と同様に予め設置しておいた注入ロッド

混合率

を通してボトムアップ方式でグラウト注入を段階的に行骨材（Ws）った．実験はすべてμX線CT内で行い，グラウト注入を240%×Ws

川崎粘土

60%×WsWc/Ws=12%

水（Ww）

Ww/Ws=50%

凝結遅延剤（Wr）

Wr/Wc=7%

ピッチは実施工で標準とされるas = 13 %を想定している．
上載荷重
模型地盤

材料

置し，遠心実験と同様に予め設置しておいた注入ロッド

混合率

を通してボトムアップ方式でグラウト注入を段階的に行骨材（Ws）った．実験はすべてμX線CT内で行い，グラウト注入を2相馬珪砂 5 号

40%×Ws

川崎粘土

60%×Ws

普通ポルトランドセメント（Wc）

Wc/Ws=12%

水（Ww）

Ww/Ws=50%

凝結遅延剤（Wr）

Wr/Wc=7%

回行うごとにCT撮影を行った．杭径dは平均20 mm，改良
ピッチは実施工で標準とされるas = 13 %を想定している．
上載荷重
模型地盤

模型地盤

50

普通ポルトランドセメント（Wc）

回行うごとにCT撮影を行った．杭径dは平均20 mm，改良

100

相馬珪砂 5 号

地盤作製後，試料容器をCT装置のターンテーブル上に設

表-2.4 グラウトの配合

模型地盤

50

表-2.4 グラウトの配合
材料

位置で10 kPaの有効土被り圧が作用するようにした．

100

圧入締固め工法技術マニュアル

グラウ ト杭グラウ ト杭

60

断面図

図-2.5

図-2.4 グラウト骨材の粒度分布

φ 60

60

模型スケール： mm
平面図

CT実験における模型地盤の断面図

断面図

図-2.5

図-2.4 グラウト骨材の粒度分布― 53 ―― 53 ―

53

53

342

204

グラウ ト杭88

130 (CT撮影範囲)

342

204

グラウ ト杭2088130 (CT撮影範囲)

20

φ 60

模型スケール： mm
平面図

CT実験における模型地盤の断面図

高野大樹・西村 聡・森川 嘉之・高橋 英紀

飽和地盤が用いられた．このケースは，有効上載圧の低(2) シリーズ2:遠心模型実験による地盤内応力変化の下が地表面隆起に及ぼす影響を調べる目的で行われた．

評価

高野

大樹・西村

聡・森川 嘉之・高橋 英紀

飽和地盤が用いられた．このケースは，有効上載圧の低(2) シリーズ2:遠心模型実験による地盤内応力変化の下が地表面隆起に及ぼす影響を調べる目的で行われた．

評価a) 遠心模型実験の実験ケースと実験手順

地表面の変位量は差動トランス変位計を用いて計測されa) 遠心模型実験の実験ケースと実験手順

地表面の変位量は差動トランス変位計を用いて計測されシリーズ2の実験ケースを表-2.5に，模型地盤断面の一た．

シリーズ2の実験ケースを表-2.5に，模型地盤断面の一た．

例を図-2.6に示す．グラウト杭の直径を0.7mとし，グラグラウト注入はボトムアップ方式で，遠心加速度30G下例を図-2.6に示す．グラウト杭の直径を0.7mとし，グラグラウト注入はボトムアップ方式で，遠心加速度30G下

ウト杭間距離xを，1.8 m，2.4 mおよび3.0 mと設定した．

で行われた．注入は深度9.9mから開始し，深度2.4mで終ウト杭間距離xを，1.8 m，2.4 mおよび3.0 mと設定した．

で行われた．注入は深度9.9mから開始し，深度2.4mで終改良率（as）はグラウト杭の水平断面積を杭の分担面積で了した．この間，0.33m上昇ごとに注入を繰り返し，杭径改良率（as）はグラウト杭の水平断面積を杭の分担面積で了した．この間，0.33m上昇ごとに注入を繰り返し，杭径除した値で定義される．通常我が国で用いられる杭間距0.7mに相当する分のグラウトをそれぞれの位置で注入し除した値で定義される．通常我が国で用いられる杭間距0.7mに相当する分のグラウトをそれぞれの位置で注入し離は2m以下であることが多く，この場合改良率は5%以上た．この過程では，1深度あたり，注入が約13秒間，ロッ

離は2m以下であることが多く，この場合改良率は5%以上た．この過程では，1深度あたり，注入が約13秒間，ロッ9)9)となる．しかしながら，Boulangerら が杭間距離5.1mの事

ドの引き上げが10秒間の計23秒の操作を繰り返すことにとなる．しかしながら，Boulangerら が杭間距離5.1mの事

ドの引き上げが10秒間の計23秒の操作を繰り返すことに例を報告しているように，米国では我が国に比べて杭間なる．これらの時間も，実施工に対応するように相似則例を報告しているように，米国では我が国に比べて杭間なる．これらの時間も，実施工に対応するように相似則

距離を大きく設定する傾向にある．杭間距離を拡大するを考慮して決定した．注入速度等の実施工（工法マニュ

距離を大きく設定する傾向にある．杭間距離を拡大するを考慮して決定した．注入速度等の実施工（工法マニュ

1）（改良率を下げる）事例は，グラウト注入のために事前

アル において，典型的とされる条件）との対応を表-2.6（改良率を下げる）事例は，グラウト注入のために事前

アル1）において，典型的とされる条件）との対応を表-2.6に削孔されるボールング孔の総数を削減することにつなに示す．以上の作業を注入ロッド3本について順次行った．

に削孔されるボールング孔の総数を削減することにつなに示す．以上の作業を注入ロッド3本について順次行った．

がり，施工期間を短縮することにつながるために，増加注入が終了した時点で遠心力を減少させ，地表面ターゲ

がり，施工期間を短縮することにつながるために，増加注入が終了した時点で遠心力を減少させ，地表面ターゲする傾向にある．本研究で設定した杭間距離xまたは改良

ットの位置を再びスケールで計測し，地表隆起量を算出

する傾向にある．本研究で設定した杭間距離xまたは改良

ットの位置を再びスケールで計測し，地表隆起量を算出

率asは，低改良率化の是非を検証する目的で設定された．

した．

率asは，低改良率化の是非を検証する目的で設定された．

した．

シリーズ2およびシリーズ3の遠心模型実験において，b) 地盤内応力の測定方法

シリーズ2およびシリーズ3の遠心模型実験において，b) 地盤内応力の測定方法

模型地盤は各計測センサーと注入ロッドを所定の位置に地盤内の応力計測にはSSK社製のセミコンダクタータ

模型地盤は各計測センサーと注入ロッドを所定の位置に地盤内の応力計測にはSSK社製のセミコンダクタータ

固定した後，相馬珪砂5号を空中落下法により相対密度

イプの土圧計を使用した．土圧計の直径は10mm，厚さは固定した後，相馬珪砂5号を空中落下法により相対密度

イプの土圧計を使用した．土圧計の直径は10mm，厚さは60%を目標に作製された．ケースd18Dにおいて地盤密度3mmである．3つの土圧計を図-2.7のように配置し1セッ

60%を目標に作製された．ケースd18Dにおいて地盤密度3mmである．3つの土圧計を図-2.7のように配置し1セッが他のケースより10%ほど高くなっているが，この影響にトとした．土圧計のセットは3本のグラウト杭の中心に設が他のケースより10%ほど高くなっているが，この影響にトとした．土圧計のセットは3本のグラウト杭の中心に設ついては第3章において考察する．4ケースの内3ケースに置され，各土圧計の受感面はグラウト注入ロッドに面しついては第3章において考察する．4ケースの内3ケースに置され，各土圧計の受感面はグラウト注入ロッドに面しついては乾燥状態の地盤が用いられたが，ケースd18sでは，

ついては乾燥状態の地盤が用いられたが，ケースd18sでは，
表-2.6 注入速度の遠心実験と実施工の対応表

表-2.5 シリーズ2の実験ケース一覧

表-2.6 注入速度の遠心実験と実施工の対応表
表-2.5 シリーズ2の実験ケース一覧

図-2.6 シリーズ 2 における模型地盤の断面図-2.6 シリーズ 2 における模型地盤の断面― 54 ―― 54 ―

54

54

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究ている．粒状体内の応力を計測する際は，土圧計のダイ

どの場合150kPa以下であったことと，図-2.8の傾向からている．粒状体内の応力を計測する際は，土圧計のダイ

どの場合150kPa以下であったことと，図-2.8の傾向から

ヤフラム部のコンプライアンスの影響で非線形性と履歴も150kPa以下の応力レベルにおいては非線形性や履歴効

ヤフラム部のコンプライアンスの影響で非線形性と履歴も150kPa以下の応力レベルにおいては非線形性や履歴効

果の影響は低いものと考えられる．これに対して，水中効果（ヒステリシス）が現れることが知られている

10）11）

果の影響は低いものと考えられる．これに対して，水中． Zhuら は分解能が低下するとしても，ダイヤフラでの土圧計測では，理論値よりも小さな値を示す傾向に

12）． Zhuら は分解能が低下するとしても，ダイヤフラでの土圧計測では，理論値よりも小さな値を示す傾向に

ム部の剛性が高いものを選ぶべきとしている．著者らはあった．このため，ケースd18S以外は乾燥状態で実験をム部の剛性が高いものを選ぶべきとしている．著者らはあった．このため，ケースd18S以外は乾燥状態で実験を実験で使用する土圧計に対して遠心場での検定を行なっ行った．

実験で使用する土圧計に対して遠心場での検定を行なっ行った．

効果（ヒステリシス）が現れることが知られている
12）10）11）

13)

13)ている．ここでは，実験で使用する砂を使用して，既知c) 中空ねじりせん断試験ている．ここでは，実験で使用する砂を使用して，既知c) 中空ねじりせん断試験の土被り圧を計測する試験を行った．図-2.8に示す検定

一般に繰り返しせん断試験を行い，液状化強度を求めの土被り圧を計測する試験を行った．図-2.8に示す検定

一般に繰り返しせん断試験を行い，液状化強度を求め

結果よりSSKの土圧計は一般的なひずみゲージタイプのる場合の対象とする土は，比較的堆積年代の新しく，正結果よりSSKの土圧計は一般的なひずみゲージタイプのる場合の対象とする土は，比較的堆積年代の新しく，正圧力計に比べて0-70kPaの範囲で土被り圧に対して線形で規圧密された緩い砂地盤であるため，実験は小さな水平

圧力計に比べて0-70kPaの範囲で土被り圧に対して線形で規圧密された緩い砂地盤であるため，実験は小さな水平あることがわかる．しかしながら，本検定ではより高い応力（K0=0.5-1）で行うことが多い．しかしながら静的圧あることがわかる．しかしながら，本検定ではより高い応力（K0=0.5-1）で行うことが多い．しかしながら静的圧

圧力での試験は実施していない．杭間距離が短いケース

入締固めによって改良された地盤は高いK値を持つこと

圧力での試験は実施していない．杭間距離が短いケース

入締固めによって改良された地盤は高いK値を持つこと

d18Dでは土圧計の出力が瞬間的に500kPaを示した．本検が考えられ，このような地盤の液状化強度をしらべるた

d18Dでは土圧計の出力が瞬間的に500kPaを示した．本検が考えられ，このような地盤の液状化強度をしらべるた

定ではこのような高い応力状態を正確に測定できるといめには上記の繰り返しせん断試験とは異なるアプローチ

定ではこのような高い応力状態を正確に測定できるといめには上記の繰り返しせん断試験とは異なるアプローチ

う保証はできないが，実験中に計測された土圧はほとん

方法が必要となる．高K値圧密からの液状化強度を評価す

う保証はできないが，実験中に計測された土圧はほとん

方法が必要となる．高K値圧密からの液状化強度を評価す

図-2.7

るための要素試験は，中空ねじり試験機を用いることにるための要素試験は，中空ねじり試験機を用いることにより容易に行うことができる．中空ねじり試験機では，より容易に行うことができる．中空ねじり試験機では，内外セル圧と軸力を操作することにより，三軸試験機と内外セル圧と軸力を操作することにより，三軸試験機と同様に異方圧密が可能であるから，任意のK値において供同様に異方圧密が可能であるから，任意のK値において供試体を圧密することができる．これに対して繰返しねじ

試体を圧密することができる．これに対して繰返しねじり載荷を行って液状化試験とすればよい．この際，通常り載荷を行って液状化試験とすればよい．この際，通常の中空ねじり試験（例えば，「土の中空円筒供試体によるの中空ねじり試験（例えば，「土の中空円筒供試体による

ねじりせん断試験方法」（JGS0551-19982））や「土の変形

ねじりせん断試験方法」（JGS0551-19982））や「土の変形特性を求めるための中空円筒供試体による繰返しねじり特性を求めるための中空円筒供試体による繰返しねじり

せん断試験方法」（JGS0543-20002））など）では，セル圧・せん断試験方法」（JGS0543-20002））など）では，セル圧・軸力を一定にして，純粋に応力制御で試験を行う．しか軸力を一定にして，純粋に応力制御で試験を行う．しかし，この方法では常に偏差応力が存在することになり，し，この方法では常に偏差応力が存在することになり，液状化は起こらない．実際の水平地盤で水平加振に対し液状化は起こらない．実際の水平地盤で水平加振に対して起きているのは非排水単純せん断（つまり全ての直ひ3土圧計セットの配置て起きているのは非排水単純せん断（つまり全ての直ひ3土圧計セットの配置

ずみがゼロ）であるから，この境界条件を中空供試体に与える必要がある．これは，以下の操作により行うこと与える必要がある．これは，以下の操作により行うこと

ができる．

ができる．

①軸方向変位をゼロにする．これは多くの試験機におい①軸方向変位をゼロにする．これは多くの試験機において，載荷軸を縦方向にクランプ固定することにより可能て，載荷軸を縦方向にクランプ固定することにより可能

である．

である．

②内セル（供試体の中空部分に相当）の排水バルブを閉②内セル（供試体の中空部分に相当）の排水バルブを閉

じ，定体積とする．

じ，定体積とする．

③供試体からの排水バルブを閉じ，非排水状態とする．

③供試体からの排水バルブを閉じ，非排水状態とする．

この状態で繰返しねじり載荷を行えば，全ての直ひずみ

この状態で繰返しねじり載荷を行えば，全ての直ひずみがゼロに保たれたまま，3方向の直応力および間隙水圧ががゼロに保たれたまま，3方向の直応力および間隙水圧が応答として計測できる（図-2.11）．この方法に詳細につ応答として計測できる（図-2.11）．この方法に詳細につ

14)

図-2.8 土圧計のキャリブレーション結果

図-2.7

ずみがゼロ）であるから，この境界条件を中空供試体に

15)

いては，Pradhanら ・原田ら などを参照されたい．こいては，Pradhanら14)・原田ら15)などを参照されたい．こ

こでは，本研究の遠心実験で用いた相馬珪砂5号について，

こでは，本研究の遠心実験で用いた相馬珪砂5号について，

相対密度50%，70%における液状化強度を上記の方法で求相対密度50%，70%における液状化強度を上記の方法で求めた．円筒供試体の寸法は内径30mm，外径70mm，高さ

図-2.8 土圧計のキャリブレーション結果

めた．円筒供試体の寸法は内径30mm，外径70mm，高さ― 55 ―― 55 ―

55

55

高野

大樹・西村 聡・森川 嘉之・高橋 英紀

高野

大樹・西村

聡・森川 嘉之・高橋 英紀

70mmとした．供試体は，飽和が完了した後，図-2.12に柱となっており，実験対象地盤の周囲を，異なる杭間隔

70mmとした．供試体は，飽和が完了した後，図-2.12に柱となっており，実験対象地盤の周囲を，異なる杭間隔

示す応力履歴で圧密された後，非排水状態で両ひずみ振で改良した地盤状態を再現している．それぞれの杭間距

示す応力履歴で圧密された後，非排水状態で両ひずみ振で改良した地盤状態を再現している．それぞれの杭間距

幅7.5%を液状化判定基準として行われた．

離は実規模換算で1.8 m（ケースCPG18s）および3.0 m（ケ

幅7.5%を液状化判定基準として行われた．

離は実規模換算で1.8 m（ケースCPG18s）および3.0 m（ケースCPG30s），改良率（as = 杭断面積/分担面積）にしてースCPG30s），改良率（as = 杭断面積/分担面積）にして(3) シリーズ3:遠心模型実験による動的載荷実験

13.7 % と4.9 %に相当する．as = 13.7 %は実施工で採用さ(3) シリーズ3:遠心模型実験による動的載荷実験

13.7 % と4.9 %に相当する．as = 13.7 %は実施工で採用さa) 実験ケース

れる標準的な改良率3)であり，as =4.9 %のケースは低改良a) 実験ケース

れる標準的な改良率3)であり，as =4.9 %のケースは低改良

シリーズ3の遠心応力下での動的載荷実験では4ケース

率のケースとなる．これに加え，それぞれのケースでグシリーズ3の遠心応力下での動的載荷実験では4ケース

率のケースとなる．これに加え，それぞれのケースでグの実験を設定した．前述したとおり，動的載荷を行う際の実験を設定した．前述したとおり，動的載荷を行う際
表-2.7 シリーズ3の実験ケース一覧

は加振装置の重量制限などによりシリーズ2で用いたよ
うな大型の試料容器が使用できない．そこで本シリーズ

杭間距離では，直方体の試料容器に六角柱の空洞のあるブロック

ケースを設置し，この空洞内の砂地盤にグラウトを注入するこ

名

改良率

地盤相

遠心

うな大型の試料容器が使用できない．そこで本シリーズ

加速度

では，直方体の試料容器に六角柱の空洞のあるブロック

ケース

対密度

(G)

を設置し，この空洞内の砂地盤にグラウトを注入するこ

名

(%)

グラウ
(模型スケール/
ト注入(%)
実物スケール)とで，改良サイトの完成状態を再現した．これにより，

CPG18nグラウト注入を一度のみとし，遠心載荷を中断すること-

CPG18sなく加振実験までの一連の操作を行えるようにした．
各ケースの実験条件を表-2.7に，遠心模型実験に用いた

60mm / 1.8 m

13.7

-

51.1

○

60mm / 1.8 m

表-2.7 シリーズ3の実験ケース一覧

は加振装置の重量制限などによりシリーズ2で用いたよ

30

55.0

30

CPG30n-

100 mm / 3.0 m

-

41.3

30

CPG30s4.9

100 mm / 3.0 m

○

70.4

30

模型断面図を図-2.13に示す．遠心実験に用いた試料容器

杭間距離
改良率

遠心

対密度

加速度

(%)

(G)

ト注入

(%)
実物スケール)とで，改良サイトの完成状態を再現した．これにより，グラウト注入を一度のみとし，遠心載荷を中断することなく加振実験までの一連の操作を行えるようにした．
各ケースの実験条件を表-2.7に，遠心模型実験に用いた

CPG18n-60mm / 1.8 m

-

51.1

30

CPG18s13.7

60mm / 1.8 m

○

55.0

30

CPG30n-

100 mm / 3.0 m

-

41.3

30

CPG30s4.9

100 mm / 3.0 m

○

70.4

30

模型断面図を図-2.13に示す．遠心実験に用いた試料容器の寸法は，内寸法が高さ410 mm，幅558 mm，奥行き200 mm
差動トランス変位計

A11

平面イメー ジ図
土圧計

P1

加速度計

間隙水圧計

模型地盤
9(
0.6

23

模型地盤
グラウ ト杭
土圧計
A11

加速度計

E1

グラウ ト杭9(
0.6

3.3 (110)

1.8 (60)

間隙水圧計

1.5 (35)

間隙水圧計

1.5 (35)
1.35 (45)

2.1 (70)

2.1 (70)

実規模スケール：m (模型スケール： mm）
断面図
平面図

2.1 (70)

実規模スケール：m (模型スケール： mm）
断面図
平面図(a) ケースCPG18nおよびCPG18s(a) ケースCPG18nおよびCPG18s

中空ねじり試験の境界条件

図-2.11
グラウ ト杭中空ねじり試験の境界条件
グラウ ト杭模型地盤DT1

差動トランス変位計

差動トランス変位計
粘性流体

周囲は剛な塩化ビニルブロックで作製

周囲は剛な塩化ビニルブロックで作製

9(
0.6

3.5 (116)

断面図

1.7 (58)

間隙水圧計

3.5 (116)

実規模スケール：m (模型スケール： mm）
平面図

断面図

(b) ケースCPG30nおよびCPG30s
図-2.13

1.5(50)E2

加速度計

2.4 (80)
3.5 (116)

)
23

P2

A12
3.3 (110)

間隙水圧計

9(
0.6

E1

4.5 (150)

11.1 (370)

7.8 (260)
P2
E2

加速度計

間隙水圧計

模型地盤

P1

A11

)
23

グラウ ト杭加速度計

7.8 (260)

P1
E1

土圧計

土圧計

11.1 (370)

間隙水圧計

模型地盤

模型地盤
グラウ ト杭1.8 (60)

加速度計

4.5 (150)
3.3 (110)

グラウ ト杭3.3 (110)

土圧計

平面イメー ジ図

土圧計

1.5(50)模型地盤
グラウ ト杭1.8 (60)

3.3 (110)

平面イメー ジ図

圧密時の応力履歴

模型地盤

DT1

粘性流体

図-2.12)

加速度計

1.35 (45)

2.1 (70)

A12

23

E2

加速度計

A11

間隙水圧計

模型地盤

P2

A12

E2
3.3 (110)

平面イメー ジ図
土圧計

P1

)

P2

A12

周囲は剛な塩化ビニルブロックで作製

4.5 (150)

7.8 (260)

グラウ ト杭11.1 (370)E1
4.5 (150)

粘性流体

7.8 (260)

3.3 (110)模型地盤
グラウ ト杭土圧計

差動トランス変位計

たブロックを設置した．ブロックに開けられた孔は六角

周囲は剛な塩化ビニルブロックで作製

模型地盤

DT1

1.8 (60)

粘性流体

1.5(50)たブロックを設置した．ブロックに開けられた孔は六角

グラウ ト杭である．また試料容器の中には大きさの異なる孔を開け

3.3 (110)である．また試料容器の中には大きさの異なる孔を開け模型地盤

11.1 (370)

グラウ ト杭DT1

1.5(50)の寸法は，内寸法が高さ410 mm，幅558 mm，奥行き200 mm

図-2.11

地盤相
グラウ(模型スケール/

1.7 (58)
2.4 (80)
3.5 (116)

実規模スケール：m (模型スケール： mm）
平面図(b) ケースCPG30nおよびCPG30s

シリーズ3における模型断面図

図-2.13
図-2.12圧密時の応力履歴― 56 ―― 56 ―

56

56

シリーズ3における模型断面図

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

ラウトを注入しない地盤（CPG18nおよびCPG30n）に対しても加振実験を行った．

ても加振実験を行った．

応答加速度 (m/s2)

ラウトを注入しない地盤（CPG18nおよびCPG30n）に対しb) 実験手順
模型地盤は各計測センサーと注入ロッドを所定の位置に設置した後，相対密度 50 %を目標に空中落下法で堆積させた．地盤作製後は試料容器を遠心模型実験装置上に応答加速度 (m/s2)

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究b) 実験手順
模型地盤は各計測センサーと注入ロッドを所定の位置に設置した後，相対密度 50 %を目標に空中落下法で堆積させた．地盤作製後は試料容器を遠心模型実験装置上に設置し，静的圧入締固め装置と接続した．次に遠心加速設置し，静的圧入締固め装置と接続した．次に遠心加速度 20 G にて地盤下部に設置した通水チューブを介して度 20 G にて地盤下部に設置した通水チューブを介して粘性流体を浸透させ地盤を飽和させた．

粘性流体を浸透させ地盤を飽和させた．

時間 (sec)

図-2.14時間 (sec)

CPG30nでの試料容器底面における加速度

グラウト注入はケース CPG18s および CPG30s で行わ

図-2.14

CPG30nでの試料容器底面における加速度

グラウト注入はケース CPG18s および CPG30s で行われた．なお，特別な断りがない限り物理量は実規模スケれた．なお，特別な断りがない限り物理量は実規模スケ表-2.8 遠心模型実験での振幅倍率およびールに換算して表記する．通水の後，遠心加速度が 30 G

基盤応答加速度に到達した時点で地盤深部から浅部に向けてボトムアップ方式の静的圧入締固めを模擬したグラウト注入を開始

ステップ

振幅倍率

した．注入は深度 9.3 m から開始し，深度 1.5 m で終了

（回目）

（倍）

した．この間，0.33 m 上昇ごとに注入を繰り返し，杭径18n

0.7 m に相当する分のグラウトをそれぞれの位置で注入

1

した．以上の作業が終了後，遠心加速度を 30 G で保持し

0.05

0.16

基盤応答加速度に到達した時点で地盤深部から浅部に向けてボトムアップ方式の静的圧入締固めを模擬したグラウト注入を開始

ステップ

振幅倍率

CPG

した．注入は深度 9.3 m から開始し，深度 1.5 m で終了

（回目）

（倍）

30s

した．この間，0.33 m 上昇ごとに注入を繰り返し，杭径

基盤加速度 (m/s2)CPG

表-2.8 遠心模型実験での振幅倍率およびールに換算して表記する．通水の後，遠心加速度が 30 G

CPG
18s
0.17

CPG
30n
0.16

0.18

0.7 m に相当する分のグラウトをそれぞれの位置で注入した．以上の作業が終了後，遠心加速度を 30 G で保持し基盤加速度 (m/s2)
CPG

CPG

CPG

CPG

18n

18s

30n

30s

0.17

0.16

0.18

1

0.05

0.16

2

0.15

0.41

0.5

0.42

0.49

3

0.3

0.85

1.07

0.9

0.94

4

0.5

1.49

1.87

1.53

1.52

2

0.15

0.41

0.5

0.42

0.49

3

0.3

0.85

1.07

0.9

0.94

4

0.5

1.49

1.87

1.53

1.52

であった．遠心場においては地盤からの拘束圧により圧

5

0.6

1.84

2.29

1.86

1.83

であった．遠心場においては地盤からの拘束圧により圧

5

0.6

1.84

2.29

1.86

1.83

密収縮が生じるため 1G 場よりも高い強度のグラウトが

6

0.7

2.26

2.52

2.24

2.49

密収縮が生じるため 1G 場よりも高い強度のグラウトが

6

0.7

2.26

2.52

2.24

2.49

形成されていると考えられる．また，実際の現場では 196

7

1

3.66

3.54

3.59

4.64

形成されていると考えられる．また，実際の現場では 196

7

1

3.66

3.54

3.59

4.64

たまま約 3 時間の養生を行い，十分なグラウト杭の強度が得られた時点で加振実験を行った．1G 場で同様の条件で養生したグラウト杭の一軸圧縮強さは 100 kN/m2 程度

kN/m2 程度でも改良効果は得られるとされているため実たまま約 3 時間の養生を行い，十分なグラウト杭の強度が得られた時点で加振実験を行った．1G 場で同様の条件で養生したグラウト杭の一軸圧縮強さは 100 kN/m2 程度

kN/m2 程度でも改良効果は得られるとされているため実3. 実験結果

験でも十分なグラウト強度が得られていると考えられる．

3. 実験結果

験でも十分なグラウト強度が得られていると考えられる．

ただし，CPG 工法はグラウト杭そのものの剛性，強度を

ただし，CPG 工法はグラウト杭そのものの剛性，強度を利用した改良ではなく，これらは単なる参考値であることに留意されたい．

3.1 シリーズ1：CT実験の結果利用した改良ではなく，これらは単なる参考値であるこ

3.1 シリーズ1：CT実験の結果

CT撮影は，初期状態に加え，グラウト注入を2回行うごとに留意されたい．

CT撮影は，初期状態に加え，グラウト注入を2回行うごとに行った．CT画像は，X線の透過率から求めた輝度値とに行った．CT画像は，X線の透過率から求めた輝度値

実験では 2 Hz（模型スケールでは 60 Hz）の正弦波 50の空間分布として出力される16)17)．この輝度値は，材料の実験では 2 Hz（模型スケールでは 60 Hz）の正弦波 50の空間分布として出力される16)17)．この輝度値は，材料の波を加振波形とし，徐々に大きな振動を加えるステップ

密度と正の相関を示し，事前にキャリブレーションを行波を加振波形とし，徐々に大きな振動を加えるステップ

密度と正の相関を示し，事前にキャリブレーションを行加振を行った．各ステップ終了後には過剰間隙水圧の消うことで，輝度値から材料の密度へ換算することが可能

散を待ち，次の加振ステップへと移った．振動の応答加18)となる ．このキャリブレーションによって求めた注入ロ

速度の一例としてケース CPG30n での試料容器底面でのッド中心位置での鉛直断面における地盤内の密度分布を加速度時系列を図-2.14 に示す．また表-2.8 にはステッ

図-3.1に示す．グラウト注入前の画像から，地盤はおおプ加振を行った入力振幅倍率および基盤応答加速度振幅3

よそ均質に作製されており，乾燥密度1300 kg/m （相対密の一覧を示す．ここで，基盤加速度は波数 50 波を平均し加振を行った．各ステップ終了後には過剰間隙水圧の消うことで，輝度値から材料の密度へ換算することが可能

散を待ち，次の加振ステップへと移った．振動の応答加となる18)．このキャリブレーションによって求めた注入ロ

速度の一例としてケース CPG30n での試料容器底面でのッド中心位置での鉛直断面における地盤内の密度分布を加速度時系列を図-2.14 に示す．また表-2.8 にはステッ

図-3.1に示す．グラウト注入前の画像から，地盤はおおプ加振を行った入力振幅倍率および基盤応答加速度振幅

よそ均質に作製されており，乾燥密度1300 kg/m3（相対密の一覧を示す．ここで，基盤加速度は波数 50 波を平均して求めた．入力振幅倍率は，各ステップ間での基盤加速

度30 %）程度の値を示している．注入後は，グラウトのて求めた．入力振幅倍率は，各ステップ間での基盤加速

度30 %）程度の値を示している．注入後は，グラウトの度の増分が 0.5 m/s2 程度になるように設定した．各ケー

上下部分では大きな密度変化は見られず，主にグラウト

度の増分が 0.5 m/s2 程度になるように設定した．各ケー

上下部分では大きな密度変化は見られず，主にグラウト

スで同じ波形信号を入力したが，それぞれの模型地盤の注入部の側方で相対密度にして25 %程度の密度の上昇がスで同じ波形信号を入力したが，それぞれの模型地盤の注入部の側方で相対密度にして25 %程度の密度の上昇が重量，重心位置が異なるために応答加速度振幅は多少異確認でき，地盤の密実化は主にグラウト側面に生じてい重量，重心位置が異なるために応答加速度振幅は多少異確認でき，地盤の密実化は主にグラウト側面に生じていなっていた．

ることがわかる．密度増加を示す範囲は，グラウト杭長なっていた．

ることがわかる．密度増加を示す範囲は，グラウト杭長よりも小さくなっており，上下端部のグラウト側面で密よりも小さくなっており，上下端部のグラウト側面で密度が上昇していない部分がある．このことは，実際のCPG度が上昇していない部分がある．このことは，実際のCPG施工において，地盤内に局所的に介在する液状化層に対施工において，地盤内に局所的に介在する液状化層に対― 57 ―― 57 ―

57

57

高野

大樹・西村 聡・森川 嘉之・高橋 英紀

高野

大樹・西村

聡・森川 嘉之・高橋 英紀

して，液状化層厚よりグラウト注入一回分余分に改良す

は水平変位増分を示している．画像解析は三次元画像をして，液状化層厚よりグラウト注入一回分余分に改良す

は水平変位増分を示している．画像解析は三次元画像をることで，より有効な密実化効果が得られることを示す．

基に行ったが，ここでは，図-3.1と同断面上での各ステることで，より有効な密実化効果が得られることを示す．

基に行ったが，ここでは，図-3.1と同断面上での各ステ

グラウト注入により地盤内に生じる変形現象を解析する

ップにおける水平および鉛直変位の増分値の分布についグラウト注入により地盤内に生じる変形現象を解析する

ップにおける水平および鉛直変位の増分値の分布についた め に こ こ で は Volumetric Digital Image Correlationて示す．Step Aでは水平変位はグラウトの周囲に集中してた め に こ こ で は Volumetric Digital Image Correlationて示す．Step Aでは水平変位はグラウトの周囲に集中して

19), 20), 21)19), 20), 21)を用いた．V-DICとは画像解析手法においる．鉛直変位については，グラウト上下部において地（V-DIC）

を用いた．V-DICとは画像解析手法においる．鉛直変位については，グラウト上下部において地けるパターンマッチング手法の一種である．連続した複盤を押し広げる挙動が確認できるが，グラウト注入部以けるパターンマッチング手法の一種である．連続した複盤を押し広げる挙動が確認できるが，グラウト注入部以数の画像間（本実験では各グラウト注入ステップにおけ浅においても地盤を上方に押し上げる挙動が見られる．

数の画像間（本実験では各グラウト注入ステップにおけ浅においても地盤を上方に押し上げる挙動が見られる．

るCT画像）で，画像内で任意に設定した三次元局所領域

これ以降の注入ステップでは，水平変位についてはStep A

るCT画像）で，画像内で任意に設定した三次元局所領域

これ以降の注入ステップでは，水平変位についてはStep A

中の相関係数を求め，その変位量を解析する．本実験にと同様にグラウト周囲に集中している．グラウト下部の中の相関係数を求め，その変位量を解析する．本実験にと同様にグラウト周囲に集中している．グラウト下部のおいては，CT画像は全て三次元の画像データが得られる

地盤を下方向に押し下げる挙動は注入深度が浅くなるにおいては，CT画像は全て三次元の画像データが得られる

地盤を下方向に押し下げる挙動は注入深度が浅くなるにため，DICについても三次元変形を解析可能なコードを用

従い減少傾向にある．これより，グラウト注入による破ため，DICについても三次元変形を解析可能なコードを用

従い減少傾向にある．これより，グラウト注入による破いた．図-3.2は，V-DICによる画像解析によって得られた壊モードが，球体拡張破壊から盛り上がり破壊へと遷移

いた．図-3.2は，V-DICによる画像解析によって得られた壊モードが，球体拡張破壊から盛り上がり破壊へと遷移

地盤の変位分布を示している．図-3.2(a)は，初期値-2回していることが確認できる．

地盤の変位分布を示している．図-3.2(a)は，初期値-2回していることが確認できる．

（V-DIC）

目注入後（Step A），2回目注入後-4回目注入後（Step B），

図-3.3は，画像解析により得られた変位分布を基に算目注入後（Step A），2回目注入後-4回目注入後（Step B），

図-3.3は，画像解析により得られた変位分布を基に算4回目注入後-6回目注入後（Step C）の鉛直変位増分，(b)出した最大せん断ひずみおよび体積ひずみの分布である．

4回目注入後-6回目注入後（Step C）の鉛直変位増分，(b)出した最大せん断ひずみおよび体積ひずみの分布である．

2 回目注入後
1190

初期

(0 %)

4 回目注入後1550

乾燥密度 (kg/m3)

中しており，その領域の体積ひずみ分布を見ると全体的に圧縮傾向にある．また，グラウトの側面から地表面にに圧縮傾向にある．また，グラウトの側面から地表面に向けて発達する局所化領域が見られる．これは，局所化向けて発達する局所化領域が見られる．これは，局所化

領域より上部の地盤がグラウト注入によって押し上げら領域より上部の地盤がグラウト注入によって押し上げられ，盛り上がり破壊が生じたことを示す．また，体積ひれ，盛り上がり破壊が生じたことを示す．また，体積ひ2 回目注入後
1190

初期

(0 %)

（相対密度23.5%の増加に相当）程度の圧縮ひずみを示し

4 回目注入後1550

乾燥密度 (kg/m3)

ずみ分布から，グラウトの周囲に圧縮体積ひずみが集中

6 回目注入後している．特にStep Aのグラウト下部に顕著に見られ，-5%(100 %)（相対密度23.5%の増加に相当）程度の圧縮ひずみを示している．グラウト注入部側方の体積ひずみ分布を見ると，（相対密度）ている．グラウト注入部側方の体積ひずみ分布を見ると，両側面とも圧縮領域が土槽側面まで達していることが確

図-3.1 各注入ステップでの地盤内の密度分布

両側面とも圧縮領域が土槽側面まで達していることが確

140

140

140

160

160

160

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180

180

180

180

200

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200

220

220

220

220

240

240

240

240

260

260

260

-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)

Step A-10

Step B

Step C10-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)

Step A

Step B

Step C-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)

Step A-10

Step B

Step C
10

収縮
膨張
-0.04
0.04
最大体積ひずみ増分

変位量 (mm)(a) 鉛直変位増分

深度 (mm)

深度 (mm)140260(a) 鉛直変位増分

140

140

140

140

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180

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240

240

240

240

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-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)

Step A-10

Step B

Step C10

変位量 (mm)-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)

Step A

Step B

Step C00.04
最大せん断ひずみ増分(b) 水平変位増分

図-3.3 地盤内の体積比済みおよびせん断ひずみ増分

図-3.2 グラウト注入による地盤内の変位増分-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)

Step A

Step B

Step C

収縮
膨張
-0.04
0.04
最大体積ひずみ増分

変位量 (mm)

深度 (mm)

深度 (mm)

中しており，その領域の体積ひずみ分布を見ると全体的している．特にStep Aのグラウト下部に顕著に見られ，-5%(100 %)

図-3.1 各注入ステップでの地盤内の密度分布

一般的な傾向として，せん断ひずみはグラウト周辺に集ずみ分布から，グラウトの周囲に圧縮体積ひずみが集中

6 回目注入後（相対密度）

一般的な傾向として，せん断ひずみはグラウト周辺に集260-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)

Step A-10

Step B

Step C10

変位量 (mm)-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)-20 0 20r (mm)

Step A

Step B

Step C00.04
最大せん断ひずみ増分(b) 水平変位増分

図-3.3 地盤内の体積比済みおよびせん断ひずみ増分

図-3.2 グラウト注入による地盤内の変位増分― 58 ―― 58 ―

58

58

膨張

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

体積ひずみ増分

体積ひずみ増分

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

収縮

最大せん断ひずみ増分

最大せん断ひずみ増分

Step A

Step A膨張

体積ひずみ増分

体積ひずみ増分

収縮

膨張

収縮

膨張

収縮

写真-3.1 ケースd18Sにおけるグラウト杭の写真

最大せん断ひずみ増分

最大せん断ひずみ増分

Step B

Step B膨張

体積ひずみ増分

体積ひずみ増分

写真-3.1 ケースd18Sにおけるグラウト杭の写真

収縮

膨張

収縮

最大せん断ひずみ増分

最大せん断ひずみ増分

Step C

Step C

図-3.4 各ステップでの体積ひずみ-せん断ひずみ関係

図-3.4 各ステップでの体積ひずみ-せん断ひずみ関係

認でき，本ケースでは圧縮が杭間中心部まで届き得るこ

認でき，本ケースでは圧縮が杭間中心部まで届き得るこ
図-3.5 注入過程と注入圧の経時変化とを示している．また，注入深度が浅くなるとグラウト
周囲の圧縮領域は次第に縮小傾向にある．図-3.4はグラ

図-3.5 注入過程と注入圧の経時変化とを示している．また，注入深度が浅くなるとグラウト
周囲の圧縮領域は次第に縮小傾向にある．図-3.4はグラ向にほぼ一定であり，連続的な杭が形成されたことが確

ウト周辺の同じ画素位置におけるせん断ひずみ-体積ひず認できた．杭全体の体積と長さから平均直径が計算できみをプロットした図である．注入深度が深いStep Aでは体るが，これは理論値（ポンプの注入量より）の0.7mに対積収縮が大きく，注入深度が浅くなると（Step B，Step C），

して，0.6-0.63m程度と小さかった．同時に，混練時は50%

せん断ひずみ量が小さいと圧縮的な体積ひずみ，大きくであった含水比が24%程度に減少しており，直径の減少分なると膨張的な体積ひずみを示している．このことより，と大体において整合する ．これは，グラウトの吐出中お注入深度が浅く拘束圧が低い場合，小さい変形で地盤はよび吐出後に，地盤からの拘束圧により圧密収縮が起こ

受働状態となり，これ以上の変形を与えても地盤の密実ったためと推測できる．この現象から，セメント水和反化は生じにくいと考えられる．このため，グラウト注入

応に要する時間は，遠心場での相似則に従わないことをにより有効な密実化効果を得るには，深度によって異な示している．一方実施工ではグラウトの圧密収縮が完了

る注入量を設定する必要があると考えられる．

向にほぼ一定であり，連続的な杭が形成されたことが確

ウト周辺の同じ画素位置におけるせん断ひずみ-体積ひず認できた．杭全体の体積と長さから平均直径が計算できみをプロットした図である．注入深度が深いStep Aでは体るが，これは理論値（ポンプの注入量より）の0.7mに対積収縮が大きく，注入深度が浅くなると（Step B，Step C），

して，0.6-0.63m程度と小さかった．同時に，混練時は50%

せん断ひずみ量が小さいと圧縮的な体積ひずみ，大きくであった含水比が24%程度に減少しており，直径の減少分なると膨張的な体積ひずみを示している．このことより，と大体において整合する ．これは，グラウトの吐出中お注入深度が浅く拘束圧が低い場合，小さい変形で地盤はよび吐出後に，地盤からの拘束圧により圧密収縮が起こ

受働状態となり，これ以上の変形を与えても地盤の密実ったためと推測できる．この現象から，セメント水和反化は生じにくいと考えられる．このため，グラウト注入

応に要する時間は，遠心場での相似則に従わないことをにより有効な密実化効果を得るには，深度によって異な示している．一方実施工ではグラウトの圧密収縮が完了

る注入量を設定する必要があると考えられる．

する前に水和反応が完了するものと考えられる．
3.2 シリーズ2：複数グラウト杭打設実験の結果する前に水和反応が完了するものと考えられる．
3.2 シリーズ2：複数グラウト杭打設実験の結果

b) 注入圧(1) グラウト杭の形状と注入圧

本報告で述べる注入圧は，置換装置からグラウトを押a) 締固め杭の形状

し出すためにかけた水圧の計測値である．チューブ・ロ

実験後に，模型地盤を丁寧に掘削していくことにより，ッド内の輸送のためにある程度の圧力が損失されるが，締固め杭の出来形を確認した．例として，ケースd18Sに

この圧力損失は1G場での計測によれば100kPaのオーダー

おける締固め杭の写真を写真-3.1に示す．直径は深さ方b) 注入圧(1) グラウト杭の形状と注入圧

本報告で述べる注入圧は，置換装置からグラウトを押a) 締固め杭の形状

し出すためにかけた水圧の計測値である．チューブ・ロ

実験後に，模型地盤を丁寧に掘削していくことにより，ッド内の輸送のためにある程度の圧力が損失されるが，締固め杭の出来形を確認した．例として，ケースd18Sに

この圧力損失は1G場での計測によれば100kPaのオーダー

おける締固め杭の写真を写真-3.1に示す．直径は深さ方― 59 ―― 59 ―

59

59

高野

大樹・西村 聡・森川 嘉之・高橋 英紀

高野図-3.6 限界注入圧と注入深度の関係

大樹・西村

図-3.6 限界注入圧と注入深度の関係であった．この章で報告する圧力は0-5000kPaのオーダーであった．この章で報告する圧力は0-5000kPaのオーダーであるため，補正は行っていない．

であるため，補正は行っていない．

図-3.5に注入圧と経時変化の一例を示す．各注入ステ

図-3.5に注入圧と経時変化の一例を示す．各注入ステ

ップにおいて，注入圧は注入開始とともに上昇し，あるップにおいて，注入圧は注入開始とともに上昇し，ある値に収束している．ここではその収束値を限界注入圧Pu値に収束している．ここではその収束値を限界注入圧Puと定義した．図-3.6(a)～(d)に，各実験ケースの限界注と定義した．図-3.6(a)～(d)に，各実験ケースの限界注入圧についてグラウト杭ごとにまとめた．深さ8m以浅で入圧についてグラウト杭ごとにまとめた．深さ8m以浅では，ほぼ限界注入圧は深さに比例している．また，Rod2

は，ほぼ限界注入圧は深さに比例している．また，Rod2

およびRod3での注入圧はRod1に対して高くなる傾向にあおよびRod3での注入圧はRod1に対して高くなる傾向にあり，複数のグラウト杭を打設することにより水平応力がり，複数のグラウト杭を打設することにより水平応力が上昇していることがわかる．図には，参考としてPu=50γdz

上昇していることがわかる．図には，参考としてPu=50γdzとPu=30γdz（γd：乾燥密度，z：深さ；飽和地盤ではγdの代とPu=30γdz（γd：乾燥密度，z：深さ；飽和地盤ではγdの代わりにγ’（水中単位体積重量）を用いた．）に相当する直わりにγ’（水中単位体積重量）を用いた．）に相当する直線を示している．注入深度が8mより深い部分では限界注線を示している．注入深度が8mより深い部分では限界注入圧が低くなるケースが多いが，8m以浅では注入深度が入圧が低くなるケースが多いが，8m以浅では注入深度が浅くなるに従い，限界注入圧も減少する傾向にある．以

浅くなるに従い，限界注入圧も減少する傾向にある．以
図-3.7 地表面隆起量と注入深度の関係

上の限界注入圧-注入深度関係には以下に示す2つの要因が重なりこのような結果となったと考えられる．第一に，聡・森川 嘉之・高橋 英紀

図-3.7 地表面隆起量と注入深度の関係

上の限界注入圧-注入深度関係には以下に示す2つの要因が重なりこのような結果となったと考えられる．第一に，注入位置が上昇するに従い，現在の注入位置より深い地

化による地盤の変形モードを理解するためにも重要であ

注入位置が上昇するに従い，現在の注入位置より深い地

化による地盤の変形モードを理解するためにも重要であ盤は前段階での注入で締め固まり，後続の注入に対してる．図-3.7に各ケースにおいて3本のグラウト杭の中心に

盤は前段階での注入で締め固まり，後続の注入に対してる．図-3.7に各ケースにおいて3本のグラウト杭の中心により大きな支持力を与えたと考えられる．これにより，おいて計測された地表面隆起量と注入深度の関係を示す．

より大きな支持力を与えたと考えられる．これにより，おいて計測された地表面隆起量と注入深度の関係を示す．

注入深度が深くなるに従い注入圧が上昇する傾向が得ら

Rod1を通しての注入は全てのケースで無補強状態の地盤

注入深度が深くなるに従い注入圧が上昇する傾向が得ら

Rod1を通しての注入は全てのケースで無補強状態の地盤れる．一方，上載圧は注入深度の上昇に従い低下する．

に対して行われたが，杭間距離によって地表面隆起量にれる．一方，上載圧は注入深度の上昇に従い低下する．

に対して行われたが，杭間距離によって地表面隆起量に

これにより，注入深度の上昇と共に注入圧が低下する傾違いが見られる．これは，地盤の初期密度の違いと，既これにより，注入深度の上昇と共に注入圧が低下する傾違いが見られる．これは，地盤の初期密度の違いと，既向が得られる．

設の注入ロッド（Rod2およびRod3）との距離が異なるた向が得られる．

設の注入ロッド（Rod2およびRod3）との距離が異なるためと考えられる．地表面隆起が生じる注入深度は3.5-4.8m

めと考えられる．地表面隆起が生じる注入深度は3.5-4.8m(2) 注入深度と地表面隆起の関係であり，これ以浅の深度への注入では隆起が顕著になる(2) 注入深度と地表面隆起の関係であり，これ以浅の深度への注入では隆起が顕著になる

グラウト注入に伴う地表面の隆起は既設構造物への影傾向が観察される．この傾向は，有効鉛直応力が異なる

グラウト注入に伴う地表面の隆起は既設構造物への影傾向が観察される．この傾向は，有効鉛直応力が異なる

響などの工学的な観点からだけでなく，地盤内の応力変にもかかわらず，ケースd18Dの乾燥地盤への注入とケー

響などの工学的な観点からだけでなく，地盤内の応力変にもかかわらず，ケースd18Dの乾燥地盤への注入とケー― 60 ―― 60 ―

6060

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

スd18Sの飽和地盤への注入（d18D：γd=14.3kN/m3，d18S：

スd18Sの飽和地盤への注入（d18D：γd=14.3kN/m3，d18S：

3γ’=8.9kN/m3）でも観察された．

γ’=8.9kN/m ）でも観察された．
グラウト注入による地盤変形は，深い場所では弾塑性

グラウト注入による地盤変形は，深い場所では弾塑性

22)

無限遠地盤における球拡張モード で，浅い場所において

無限遠地盤における球拡張モード22)で，浅い場所においては円錐押し上げ破壊モード23), 24)で説明できる．El-Lelesh

は円錐押し上げ破壊モード23), 24)で説明できる．El-Lelesh

et al.25)は図-3.8に示すように，これら2つの理論を組み合et al.25)は図-3.8に示すように，これら2つの理論を組み合

わせ，2つの変形モード分ける極限深度は，どちらのモー

わせ，2つの変形モード分ける極限深度は，どちらのモードがより小さな限界注入圧を与えるかを考慮することでドがより小さな限界注入圧を与えるかを考慮することで算出可能であるとしている．El-Keleshにより提案された算出可能であるとしている．El-Keleshにより提案された理論は，深い場所での注入に対して等方な無限遠地盤へ

理論は，深い場所での注入に対して等方な無限遠地盤への注入を仮定しているが，3-4m付近が極限深度となるとの注入を仮定しているが，3-4m付近が極限深度となると予測し，本研究の実験結果とも良く一致する．図-3.6を予測し，本研究の実験結果とも良く一致する．図-3.6を参照すると，4-5m付近で限界注入圧Puが小さくなる傾向

参照すると，4-5m付近で限界注入圧Puが小さくなる傾向が多くのケースで確認できる．

が多くのケースで確認できる．
図-3.8

3本のロッドの打設が完了した後の地表面隆起量の分El-Keleshら**)により提案されたグラウト注入による2つの異なる地盤変形モード

布を図-3.9に示す．改良率が小さいd24Dやd30Dにおいては，隆起の中心が後に打設する杭の位置に偏っているのは，隆起の中心が後に打設する杭の位置に偏っているのに対し，改良率が大きい（d18S，d18D）残りの2ケースにに対し，改良率が大きい（d18S，d18D）残りの2ケースについては，隆起の中心はほぼ正三角形改良パターンの中

ついては，隆起の中心はほぼ正三角形改良パターンの中心に見られる．隆起量の偏りは，1本の独立した杭の打設心に見られる．隆起量の偏りは，1本の独立した杭の打設より得られる杭周りにおける軸対称隆起の単純な重ねあより得られる杭周りにおける軸対称隆起の単純な重ねあ

わせでは説明できず，複数のグラウト杭打設の相互作用

わせでは説明できず，複数のグラウト杭打設の相互作用を示している．また，最大隆起量は改良率を13.7%からを示している．また，最大隆起量は改良率を13.7%から7.7%に落とすことにより大幅に抑制されていることがわ

7.7%に落とすことにより大幅に抑制されていることがわ

かる．注入されたグラウトの体積のうち，地盤の密実化

かる．注入されたグラウトの体積のうち，地盤の密実化に費やされた体積（（注入体積-隆起体積）/注入体積）はに費やされた体積（（注入体積-隆起体積）/注入体積）はケースd18D，d24D，d30D，d18Sにおいてそれぞれ，47.1%，

ケースd18D，d24D，d30D，d18Sにおいてそれぞれ，47.1%，

90.4%，82.0%および44.6%であった．これらの値はグラウ

90.4%，82.0%および44.6%であった．これらの値はグラウ

ト杭の打設深度と長さに依存するが，効率的に密実化効

ト杭の打設深度と長さに依存するが，効率的に密実化効果が得られていると言える．

果が得られていると言える．

(3) グラウト注入による地盤内の応力変化(3) グラウト注入による地盤内の応力変化

図-3.10～図-3.12に土圧計により計測されたグラウト

図-3.10～図-3.12に土圧計により計測されたグラウト

注入時の水平方向の応力変化を示す．ここで水平応力はK

注入時の水平方向の応力変化を示す．ここで水平応力はK値（側方有効応力σ’h/初期鉛直有効応力σ’v0）として表示す

値（側方有効応力σ’h/初期鉛直有効応力σ’v0）として表示す
図-3.9 実験終了後における地表面隆起量の分布る．ここでのK値を計算する際，実験中の隆起による鉛直応力の変化は考慮していない．また，飽和地盤内での土図-3.8

3本のロッドの打設が完了した後の地表面隆起量の分El-Keleshら**)により提案されたグラウト注入による2つの異なる地盤変形モード

布を図-3.9に示す．改良率が小さいd24Dやd30Dにおいて

図-3.9 実験終了後における地表面隆起量の分布る．ここでのK値を計算する際，実験中の隆起による鉛直応力の変化は考慮していない．また，飽和地盤内での土圧計の計測精度が十分でなかったためにケースd18Sの結引き上げられた時点）でピーク値を示している．また，3圧計の計測精度が十分でなかったためにケースd18Sの結引き上げられた時点）でピーク値を示している．また，3果は除外している．初期K値（=K0値）は0.32であった．

つの土圧計のうち，注入が行われているロッドに正対し果は除外している．初期K値（=K0値）は0.32であった．

つの土圧計のうち，注入が行われているロッドに正対し

これはJakyの式から導いた値（K0=1-sin37°=0.4）と比較している土圧計が特に大きな値を示している．側方応力は

これはJakyの式から導いた値（K0=1-sin37°=0.4）と比較している土圧計が特に大きな値を示している．側方応力は妥当な値であるが，若干理論値よりも小さい理由として

ピーク値を示した後，後続の注入に伴う小さな増減を繰

妥当な値であるが，若干理論値よりも小さい理由として

ピーク値を示した後，後続の注入に伴う小さな増減を繰は予め設置していた注入ロッドの影響によるアーチング

り返しながら徐々に減少している．このピーク後の側方は予め設置していた注入ロッドの影響によるアーチング

り返しながら徐々に減少している．このピーク後の側方効果が影響したものと考えられる．図より，全てのケー

土圧の減少は，地盤のクリープ（リラクゼーション）と効果が影響したものと考えられる．図より，全てのケー

土圧の減少は，地盤のクリープ（リラクゼーション）とスで共通して，4.2m，8.1mの側方応力は同じ深度で注入

グラウトの圧密収縮によると考えられる．遠心模型実験

スで共通して，4.2m，8.1mの側方応力は同じ深度で注入

グラウトの圧密収縮によると考えられる．遠心模型実験が行われた時点（注入ロッドの先端が土圧計と同位置にで圧密時間は相似則に従ってn2倍の速度で進む一方，セメ

2で圧密時間は相似則に従ってn 倍の速度で進む一方，セメが行われた時点（注入ロッドの先端が土圧計と同位置に― 61 ―― 61 ―

61

61

高野

大樹・西村 聡・森川 嘉之・高橋 英紀

高野

大樹・西村

聡・森川 嘉之・高橋 英紀

ント硬化速度は相似則を満たさない．この結果，グラウ

ント硬化速度は相似則を満たさない．この結果，グラウ

トの収縮は本実験では実施工よりも大きく，残留K値増加

トの収縮は本実験では実施工よりも大きく，残留K値増加

分を過小評価しているものと考えられる．

分を過小評価しているものと考えられる．

グラウト杭に囲まれた三角形の領域の外側でも同様に

グラウト杭に囲まれた三角形の領域の外側でも同様に側方土圧の上昇が確認できる（4.2m:E4-6，8.1m:E10-11）．

側方土圧の上昇が確認できる（4.2m:E4-6，8.1m:E10-11）．

これより，側方応力の増加の観点から改良域の外側でもこれより，側方応力の増加の観点から改良域の外側でも部分的に改良効果が期待できることがいえる．しかし，部分的に改良効果が期待できることがいえる．しかし，改良域周辺の応力上昇は等方的ではなく，改良域中心部

改良域周辺の応力上昇は等方的ではなく，改良域中心部

分と同じ拘束圧の増加は期待できない．

分と同じ拘束圧の増加は期待できない．

(4) 主応力方向の回転(4) 主応力方向の回転

応力の主軸はグラウトの注入が深い場所から浅い場所

応力の主軸はグラウトの注入が深い場所から浅い場所

へ，現在のロッドから別のロッドへ移るに従い回転するへ，現在のロッドから別のロッドへ移るに従い回転する26)と考えられる．Tsukamotoら26)は鉛直面で主軸の回転が生と考えられる．Tsukamotoら は鉛直面で主軸の回転が生
図-3.10ケースd18Dでの水平応力-深度関係

じることを示している．複数のグラウト杭が作製される考えられる．本実験では，三角形改良域の中心において三方向の水平応力の値を計測しているため，図-3.13に示

三方向の水平応力の値を計測しているため，図-3.13に示

すように水平面におけるモールの応力円を用いて主軸のすように水平面におけるモールの応力円を用いて主軸の方向を求めることができる．ここでは，注入Rod1，Rod2方向を求めることができる．ここでは，注入Rod1，Rod2

およびRod3に正対している土圧計の値をそれぞれσ’A，σ’B，

およびRod3に正対している土圧計の値をそれぞれσ’A，σ’B，σ’Cと表す．水平面上で平面ひずみ条件を仮定すると，応σ’Cと表す．水平面上で平面ひずみ条件を仮定すると，応力の不変量s’，tおよびθが以下の式より与えられる．

力の不変量s’，tおよびθが以下の式より与えられる．

′

′

′

3

√
√

図-3.12

(1)

′

2

(2)

2

′

′

3

√
√

(3)

ここで，θはσ’Aと最大主応力の方向のなす角度を表していケースd30Dでの水平応力-深度関係

じることを示している．複数のグラウト杭が作製される考えられる．本実験では，三角形改良域の中心において

2

ケースd24Dでの水平応力-深度関係

ケースd18Dでの水平応力-深度関係

場合，水平面内においても応力の主軸の回転が生じると

2

図-3.11

図-3.10場合，水平面内においても応力の主軸の回転が生じると

図-3.11

(1)

(2)
(3)

ここで，θはσ’Aと最大主応力の方向のなす角度を表していケースd24Dでの水平応力-深度関係

る．グラウト作製過程におけるケースd18D，d24Dおよびる．グラウト作製過程におけるケースd18D，d24Dおよびd30Dでのs’，tおよびθの値を図-3.14～3.16に示す．全てd30Dでのs’，tおよびθの値を図-3.14～3.16に示す．全てのケースでグラウト杭の作製が進むに従い平均有効応力s’のケースでグラウト杭の作製が進むに従い平均有効応力s’は増加し，せん断応力tは減少しており，徐々に応力分布は増加し，せん断応力tは減少しており，徐々に応力分布

図-3.13

水平面上でのモールの応力円

図-3.12ケースd30Dでの水平応力-深度関係

図-3.13― 62 ―― 62 ―

62

62

水平面上でのモールの応力円

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

図-3.17

図-3.14

図-3.15

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

図-3.17

Rod1およびRod2からの注入後における主応力方向の回転は等方状態になる．これより，三角形改良パターンの中は等方状態になる．これより，三角形改良パターンの中

ケースd18Dにおける応力の不変量s’，tおよび心部分では，グラウト杭を段階的に作製しても最終的に主応力の方向θ等方状態に至ると言える．

図-3.14ケースd18Dにおける応力の不変量s’，tおよび心部分では，グラウト杭を段階的に作製しても最終的に主応力の方向θ等方状態に至ると言える．

図-3.17は図-3.14～3.16に示したθのRod1およびRod2

図-3.17は図-3.14～3.16に示したθのRod1およびRod2からの注入時の変化をまとめた図である．グラウトを注からの注入時の変化をまとめた図である．グラウトを注入していない初期状態と，Rod3からのグラウト注入を終入していない初期状態と，Rod3からのグラウト注入を終えた最終段階においては応力分布は等方的であった．図

えた最終段階においては応力分布は等方的であった．図-3.17に示す2つの深度における主応力の方向の回転は異-3.17に示す2つの深度における主応力の方向の回転は異なる特性を有していることがわかる．浅い場所での注入なる特性を有していることがわかる．浅い場所での注入（-4.2m）では主応力の方向は単純に最新のグラウト注入（-4.2m）では主応力の方向は単純に最新のグラウト注入

個所に従い回転している．一方，深い場所（-8.1m）での個所に従い回転している．一方，深い場所（-8.1m）での注入では，主応力方向は2つのグラウト注入個所の中間か注入では，主応力方向は2つのグラウト注入個所の中間から三角形の中心，つまり，全てのグラウト杭注入個所をら三角形の中心，つまり，全てのグラウト杭注入個所を対称に分かつ線上に回転している．このように深い場所

対称に分かつ線上に回転している．このように深い場所

での注入による主応力方向の回転は，応力のひずみ履歴での注入による主応力方向の回転は，応力のひずみ履歴（ここではグラウト注入順序）依存性から深度4.2mでの（ここではグラウト注入順序）依存性から深度4.2mでの塑性的な変形モードに対してより弾性的な挙動を示して塑性的な変形モードに対してより弾性的な挙動を示して

ケースd24Dにおける応力の不変量s’，tおよび

いることがわかる．これは，前節で示したように深度4.2m

主応力の方向θ

付近では押し上げ破壊モードが現れる極限深度に辺り，

図-3.15ケースd24Dにおける応力の不変量s’，tおよび

いることがわかる．これは，前節で示したように深度4.2m

主応力の方向θ

付近では押し上げ破壊モードが現れる極限深度に辺り，

深度8.1mではこれより深い場所に位置するため，2つの深深度8.1mではこれより深い場所に位置するため，2つの深度では変形モードが異なることと整合する．

度では変形モードが異なることと整合する．

(5) K値-杭間距離xおよびK値-改良率as関係(5) K値-杭間距離xおよびK値-改良率as関係

図-3.18は三角形改良域の中心で計測されたピークお図-3.18は三角形改良域の中心で計測されたピークお

よび残留K値と杭間距離xおよび改良率asの関係を示す．杭

よび残留K値と杭間距離xおよび改良率asの関係を示す．杭

間距離または改良率の影響は明らかであり，改良率を上間距離または改良率の影響は明らかであり，改良率を上げる（杭間距離を小さくする）ことによりピークおよびげる（杭間距離を小さくする）ことによりピークおよび残留K値は上昇している．図-3.19は実験で得られた残留

残留K値は上昇している．図-3.19は実験で得られた残留27)

K値と現場計測で得られたデータ 27) を重ねてプロットしK値と現場計測で得られたデータ を重ねてプロットし図-3.16

Rod1およびRod2からの注入後における主応力方向の回転

ケースd30Dにおける応力の不変量s’，tおよびたものである．現場計測データはグラウト杭打設より0-3

ケースd30Dにおける応力の不変量s’，tおよびたものである．現場計測データはグラウト杭打設より0-3主応力の方向θ（深度4.2mについては，土圧計

年後に計測された値である．7.3m以深では実験結果と現図-3.16主応力の方向θ（深度4.2mについては，土圧計

年後に計測された値である．7.3m以深では実験結果と現E8の計測不調により計算不能であった．
）

場計測の結果は良く一致しているが，4.7m以浅におけるE8の計測不調により計算不能であった．
）

場計測の結果は良く一致しているが，4.7m以浅における― 63 ―― 63 ―

63

63

高野

大樹・西村 聡・森川 嘉之・高橋 英紀

高野

大樹・西村

聡・森川 嘉之・高橋 英紀

データは遠心模型実験の結果が大きな値を示している．

データは遠心模型実験の結果が大きな値を示している．

深度が浅くなるに従い残留K値が増加する傾向は，Nakano

深度が浅くなるに従い残留K値が増加する傾向は，Nakano

28)

ら の研究でも報告されている．この理由は，拘束圧が小ら28)の研究でも報告されている．この理由は，拘束圧が小さくなるほど，拘束圧に対する剛性の比(G/p’)が大きくな

さくなるほど，拘束圧に対する剛性の比(G/p’)が大きくなるためと考えられる．言い換えれば，拘束圧が小さい場るためと考えられる．言い換えれば，拘束圧が小さい場

所のほうが，小さい変形で受働状態に至るためである．

所のほうが，小さい変形で受働状態に至るためである．

また，浅部における現場計測の結果は，現地の地下水面

また，浅部における現場計測の結果は，現地の地下水面

位置や流れ，既設構造物の影響を受けていることも考慮

位置や流れ，既設構造物の影響を受けていることも考慮すべきである．

すべきである．

(6) 初期応力の液状化強度に対する影響(6) 初期応力の液状化強度に対する影響

高K値圧密からの液状化強度を中空ねじり試験機を用
15)

図-3.18

図-3.19ピーク及び残留K値と改良率の関係いて評価する試みは，原田ら やHosono and Yoshimine

いて評価する試みは，原田ら15)やHosono and Yoshimine29)

によって報告されている．原田らは，SCP工法の液状化抑によって報告されている．原田らは，SCP工法の液状化抑制効果を調べるために，室内標準貫入試験より求めたN値

制効果を調べるために，室内標準貫入試験より求めたN値と繰り返しねじりせん断試験により求めた液状化強度をと繰り返しねじりせん断試験により求めた液状化強度を組み合わせたN値-液状化強度関係からK値の増加による組み合わせたN値-液状化強度関係からK値の増加による液状化強度の増加効果について調べている．本研究では，

液状化強度の増加効果について調べている．本研究では，

遠心模型実験より得られたK値-改良率as関係と，中空ねじ

遠心模型実験より得られたK値-改良率as関係と，中空ねじりせん断試験により得られたK値-液状化強度RL関係を組

りせん断試験により得られたK値-液状化強度RL関係を組み合わせることで，as-RL関係を得ることを試みた．

み合わせることで，as-RL関係を得ることを試みた．

図-3.20に中空ねじりせん断試験より得られた液状化

遠心模型実験および現地計測での残留K値

高K値圧密からの液状化強度を中空ねじり試験機を用

29)

図-3.18ピーク及び残留K値と改良率の関係

図-3.20に中空ねじりせん断試験より得られた液状化

強度曲線を示す．図から，高K値が高い液状化強度を示し

強度曲線を示す．図から，高K値が高い液状化強度を示しており，側方応力の効果が確認できる．また，今回使用ており，側方応力の効果が確認できる．また，今回使用

した相馬珪砂5号の，相対密度50%~70%の範囲に限れば，した相馬珪砂5号の，相対密度50%~70%の範囲に限れば，相対密度の液状化強度に及ぼす影響は小さかった．ここ相対密度の液状化強度に及ぼす影響は小さかった．ここで，現場での計測と遠心模型実験結果で残留K値が良く一で，現場での計測と遠心模型実験結果で残留K値が良く一致した深い場所について，図-3.19(b)に示した残留K値-as

致した深い場所について，図-3.19(b)に示した残留K値-as関係を用いて液状化強度と改良率がK値を介して関連付関係を用いて液状化強度と改良率がK値を介して関連付けられる（図-3.21）．RL-K-as関係をもちいて，期待する液けられる（図-3.21）．RL-K-as関係をもちいて，期待する液状化強度に対して必要な改良率，または杭間距離を求め

状化強度に対して必要な改良率，または杭間距離を求めることができる．ここでのK-as関係は杭径0.5-0.7m，杭間ることができる．ここでのK-as関係は杭径0.5-0.7m，杭間図-3.20

中空ねじりせん断試験による液状化強度曲線

図-3.19遠心模型実験および現地計測での残留K値

図-3.20― 64 ―― 64 ―

64

64

中空ねじりせん断試験による液状化強度曲線

深度 (m)

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

深度 (m)

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

CPG18s
CPG30s図-3.21

CPG18s
CPG30s

残留K値を介して求めたRL-as関係

図-3.21

残留K値を介して求めたRL-as関係

地表面隆起量 (m)

図-3.22

地表面隆起量 (m)シリーズ 3 における注入深度と地表面

距離1.5-3.0mにおいて遠心模型実験と現場計測の結果を

図-3.22シリーズ 3 における注入深度と地表面

距離1.5-3.0mにおいて遠心模型実験と現場計測の結果を隆起量の関係組み合わせることで導いたものである．CPGの施工にお隆起量の関係組み合わせることで導いたものである．CPGの施工において同じ改良率でも今回の検討から大きく異なる寸法比，
浅部(< 4.7m)

5ドで応力状態が変化し異なるK値-改良率関係が得られる

残留K値=

h

3

ことが考えられる．

2
1
K0
0
0

(1) 遠心模型実験（注入過程）の結果
a) グラウト杭の形状と地表面隆起量

5

10
15
改良率, as [%]とにより締固め杭の出来形を確認したところ，直径は深

25

残留K値=

杭が形成されたことが確認できた．
図-3.22 にグラウト注入時における地表面隆起量の変化とグラウトの注入深度の関係を示す．本実験でも，シ度が浅くなるに従い限界注入圧が小さくなる傾向があっ
ウトの注入により生じた周辺地盤の変形は，主にグラウ

化とグラウトの注入深度の関係を示す．本実験でも，シ

原位置サイト1(藤井他，2002)
原位置サイト25

図-3.23た．従って，注入深度 4.5 m より浅い地点におけるグラ

1015
改良率, as [%]20

25

残留 K 値-改良率関係

はシリーズ 2 の遠心実験より大きな K 値が得られている．

えられる．本実験では，既改良領域を剛な壁で再現した

これは，シリーズ 2 では水平方向に十分に広い地盤に注が，実験結果より推察された地盤の変形モードは，シリ入を行った事に対し，本実験では CPG によるサイト改良

ーズ 2 の実験のように側方が既設グラウト杭に拘束されの完成形を再現したためと考えられる．つまり，連続しない未改良地盤に注入を行った場合と同様の傾向が得らた杭の打設により次第に周辺地盤が密実化し K 値が上昇れた．このため，注入により生じる地盤変形挙動についしやすくなり，最終的には得られる K 値の増分も大きくて既改良領域を剛な壁とすることにより生じる境界条件

なることが予想される．また，シリーズ 2 と比較して高の違いの影響は少ないと考えられる．

い K 値が得られた理由として，本研究では土圧計が 2 本の隣接する杭の中間に相当する位置に存在する一方，シb) K 値の変化

リーズ 2 では正三角形パターンの中心に設置されていた

図-3.23 はシリーズ 2 における遠心実験及び実施工にことが考えられる．また，本研究で用いた塩化ビニルのおいて計測された残留 K 値-改良率関係（図-3.19）に本

壁面は実際の締固め改良地盤よりも剛性が高いため，注

1015改良率, as [%]

20

25

遠心実験
深部
本研究
(> 7.3 m)
Nishimura et al.
(2012)

2

1

原位置サイト1(藤井他，2002)
原位置サイト2

K0

リーズ 2 の複数のグラウト杭を打設した結果と同様に，実験結果を追記したものである．本実験で得られた K 値

ト上方に生じ，これにより地表面の隆起が発生したと考3

図-3.22 にグラウト注入時における地表面隆起量の変154

杭が形成されたことが確認できた．

200

注入深度 4.5 m より浅い地点における注入では，注入深a) グラウト杭の形状と地表面隆起量

さ方向にほぼ一定であり，シリーズ 2 と同様に連続的な

K0

リーズ 2 の複数のグラウト杭を打設した結果と同様に，(1) 遠心模型実験（注入過程）の結果とにより締固め杭の出来形を確認したところ，直径は深h

さ方向にほぼ一定であり，シリーズ 2 と同様に連続的な

1
K0
0
0

本実験後においても模型地盤を丁寧に掘削していくこ

遠心実験
深部
本研究
(> 7.3 m)
Nishimura et al.
(2012)'/ v0'

320

原位置サイト1(藤井他，2002)

2

3.3 シリーズ3：加振実験の結果

4

本実験後においても模型地盤を丁寧に掘削していくこ

3'/ v0'

3.3 シリーズ3：加振実験の結果

4h

ことが考えられる．

原位置サイト1(藤井他，2002)

残留K値=

ドで応力状態が変化し異なるK値-改良率関係が得られる

杭間距離を考える場合，今回の研究とは異なる変形モー

4

遠心実験
本研究
Nishimura et al.
(2012)

浅部(< 4.7m)

5h'/ v0'

杭間距離を考える場合，今回の研究とは異なる変形モー6

例えばより大きな杭径と杭間距離または，小さい杭径と

遠心実験
本研究
Nishimura et al.
(2012)'/ v0'

6

例えばより大きな杭径と杭間距離または，小さい杭径と残留K値=

いて同じ改良率でも今回の検討から大きく異なる寸法比，00

注入深度 4.5 m より浅い地点における注入では，注入深度が浅くなるに従い限界注入圧が小さくなる傾向があっ5

図-3.23た．従って，注入深度 4.5 m より浅い地点におけるグラ
ウトの注入により生じた周辺地盤の変形は，主にグラウ

1015
改良率, as [%]20

25

残留 K 値-改良率関係

実験結果を追記したものである．本実験で得られた K 値

ト上方に生じ，これにより地表面の隆起が発生したと考はシリーズ 2 の遠心実験より大きな K 値が得られている．

えられる．本実験では，既改良領域を剛な壁で再現した

これは，シリーズ 2 では水平方向に十分に広い地盤に注が，実験結果より推察された地盤の変形モードは，シリ入を行った事に対し，本実験では CPG によるサイト改良

ーズ 2 の実験のように側方が既設グラウト杭に拘束されの完成形を再現したためと考えられる．つまり，連続しない未改良地盤に注入を行った場合と同様の傾向が得らた杭の打設により次第に周辺地盤が密実化し K 値が上昇れた．このため，注入により生じる地盤変形挙動についしやすくなり，最終的には得られる K 値の増分も大きくて既改良領域を剛な壁とすることにより生じる境界条件

なることが予想される．また，シリーズ 2 と比較して高の違いの影響は少ないと考えられる．

い K 値が得られた理由として，本研究では土圧計が 2 本の隣接する杭の中間に相当する位置に存在する一方，シb) K 値の変化

リーズ 2 では正三角形パターンの中心に設置されていた

図-3.23 はシリーズ 2 における遠心実験及び実施工にことが考えられる．また，本研究で用いた塩化ビニルのおいて計測された残留 K 値-改良率関係（図-3.19）に本

壁面は実際の締固め改良地盤よりも剛性が高いため，注― 65 ―― 65 ―

65

65

100

20

(a) CPG18n

したように，現地施工での浅部における K 値は地下水位～40%程度であるシルト質砂層であったため，細粒分を

0.6
0.4
0.2
0.0
0

含まない遠心実験よりも K 値が増加しにくい傾向にあっ

100

20

40
60
時間 (sec)

たと考えられる．

80

0.8

20

40
60
時間 (sec)

80100(d) CPG30s

際の振動はおおよそ 3~28 秒の間）における過剰間隙水
圧比（Ru = Δu/σv0’）の変化を実規模スケールで示す．過

0.6
0.4
0.2
加振時間
0.0
0

剰間隙水圧（Δu）は，各加振ステップにおける加振直前

20

40
時間

60
(sec)

80

Ru

1.0
GL -3.3 m
GL -7.8 m

0.8

過剰間隙水圧比

過剰間隙水圧比 Ru

1.0

図-3.24 および図-3.25 に，6 回目，7 回目加振時（実移動平均法を用いた．入力波の周波数が f（Hz）の場合，

0.6
0.4
0.2

加振時間

0.0
0

実験データから時間幅 1/f（sec）として移動平均を求める操作を 2 度行い，過剰間隙水圧比を求めた．今回の実

20

40
時間

60
(sec)

(c) CPG30n

験は，周波数が f=2（Hz）であるため，時間幅 1/2（Hz）

図-3.25=0.5（sec）となり，0.5 秒のウィンドウでデータを平均

80

100

Ru
過剰間隙水圧比

Ru
過剰間隙水圧比する．そのため，加振による変動成分を取り除く目的で

1.0
GL -3.3 m
GL -7.8 m

0.8

60
(sec)

80

100

(b) CPG18s

1.0

水圧の影響を受けるため，過剰間隙水圧比が大きく変動

40
時間

加振時間

20

40
時間

0.2
20

60
(sec)

40
60
時間 (sec)

80100(d) CPG30s

おける過剰間隙水圧比の時刻歴=0.5（sec）となり，0.5 秒のウィンドウでデータを平均

した．

100

GL -3.3 m
GL -7.8 m

加振時間

0.4
0.2
20

40
60
時間 (sec)

80

100

Ru

(d) CPG30s

6 回目加振時（平均加速度約 2.5 m/s2）に
1.0
GL -3.3 m
GL -7.8 m

0.8
0.6
0.4
0.2
加振時間
20

40
時間

60
(sec)

80

加振時間

0.6
0.4
0.2
20

1.0

0.4
加振時間

0.0
0

20

40
時間

60
(sec)

(c) CPG30n

図-3.25

40
時間

60
(sec)

80

100

(b) CPG18s

0.6

0.2

GL -3.3 m
GL -7.8 m

0.8

0.0
0

100

GL -3.3 m
GL -7.8 m

0.8る操作を 2 度行い，過剰間隙水圧比を求めた．今回の実験は，周波数が f=2（Hz）であるため，時間幅 1/2（Hz）

80

0.6

0.0
0

100

1.0

実験データから時間幅 1/f（sec）として移動平均を求め7 回目加振時（平均加速度約 4.0 m/s2）に

80

0.8

(a) CPG18n

移動平均法を用いた．入力波の周波数が f（Hz）の場合，

0.2
0.0
0

剰間隙水圧（Δu）は，各加振ステップにおける加振直前する．そのため，加振による変動成分を取り除く目的で

0.4

GL -3.3 m
GL -7.8 m

0.4

0.0
0

水圧の影響を受けるため，過剰間隙水圧比が大きく変動

0.6

40
60
時間 (sec)(b) CPG18s

1.0の水圧からの増分値である．また加振中の間隙水圧は動GL -3.3 m
GL -7.8 m

0.820

おける過剰間隙水圧比の時刻歴

圧比（Ru = Δu/σv0’）の変化を実規模スケールで示す．過
20

0.0
0

(c) CPG30n

際の振動はおおよそ 3~28 秒の間）における過剰間隙水

0.2

0.2

100

0.6

図-3.24

図-3.24 および図-3.25 に，6 回目，7 回目加振時（実0.4(a) CPG18nの水圧からの増分値である．また加振中の間隙水圧は動含まない遠心実験よりも K 値が増加しにくい傾向にあっa) 過剰間隙水圧比

GL -3.3 m
GL -7.8 m

0.4

1.0

(2) 遠心模型実験（加振実験）の結果

0.6

0.0
0

100

加振時間

0.8

80

加振時間

たと考えられる．

おける過剰間隙水圧比の時刻歴a) 過剰間隙水圧比

0.8

0.0
0

6 回目加振時（平均加速度約 2.5 m/s2）に(2) 遠心模型実験（加振実験）の結果

40
60
時間 (sec)

GL -3.3 m
GL -7.8 m

加振時間

0.6

1.0

～40%程度であるシルト質砂層であったため，細粒分を

0.2

20

0.8

(a) CPG18n

考えられる．また，現地の土質は細粒分含有率 Fc が 10

0.4(c) CPG30n

図-3.24

K 値を示しており差がみられる．この原因として，前述の変動や路床など既設構造物の影響を受けていることが

0.6

0.0
0

100

GL -3.3 m
GL -7.8 m

加振時間

0.0
0

したように，現地施工での浅部における K 値は地下水位

1.0
GL -3.3 m
GL -7.8 m

加振時間

過剰間隙水圧比 Ru

過剰間隙水圧比 Ru

考えられる．また，現地の土質は細粒分含有率 Fc が 10

0.8

80

(b) CPG18s

1.0の変動や路床など既設構造物の影響を受けていることが40
60
時間 (sec)0.2

過剰間隙水圧比

Ru

0.0
0

0.4

過剰間隙水圧比 Ru

80

ら，浅部においては遠心実験結果が全体的に大きな残留

0.6

Ru

40
60
時間 (sec)

0.2

GL -3.3 m
GL -7.8 m

加振時間

過剰間隙水圧比20

計測結果において良好な一致が確認できる．しかしなが

0.8

80

100

Ru

K 値を示しており差がみられる．この原因として，前述

0.4

過剰間隙水圧比 Ru

0.0
0

0.6

1.0

1.0

過剰間隙水圧比

0.2

また，深部における残留 K 値は遠心実験結果と実施工の過剰間隙水圧比

0.4

GL -3.3 m
GL -7.8 m

加振時間

過剰間隙水圧比 Ru

0.6

0.8

Ru

ら，浅部においては遠心実験結果が全体的に大きな残留

GL -3.3 m
GL -7.8 m

加振時間

聡・森川 嘉之・高橋 英紀

過剰間隙水圧比

計測結果において良好な一致が確認できる．しかしなが

0.8

大樹・西村

入締固めに対する反力が過剰に現れたことも挙げられる．

1.0

1.0
過剰間隙水圧比

また，深部における残留 K 値は遠心実験結果と実施工の過剰間隙水圧比

入締固めに対する反力が過剰に現れたことも挙げられる．

高野Ru

大樹・西村 聡・森川 嘉之・高橋 英紀

Ru

高野

加振時間

GL -3.3 m
GL -7.8 m

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0

20

40
時間

60
(sec)

80

100

(d) CPG30s

7 回目加振時（平均加速度約 4.0 m/s2）における過剰間隙水圧比の時刻歴した．

図-3.24 の 6 回目の加振時での間隙水圧特性を見ると，ないケース（(c)CPG30n）と同程度まで上昇している．

図-3.24 の 6 回目の加振時での間隙水圧特性を見ると，ないケース（(c)CPG30n）と同程度まで上昇している．

想定した改 良率によらずグラウトを注 入したケース

これは，深度が浅い場所では地震波が増幅し，加振によ想定した改 良率によらずグラウトを注 入したケース

これは，深度が浅い場所では地震波が増幅し，加振によ（(b)CPG18s および(d)CPG30s）では，グラウトを注入しるせん断応力が大きく作用したため液状化に至り易かっ（(b)CPG18s および(d)CPG30s）では，グラウトを注入しるせん断応力が大きく作用したため液状化に至り易かっていないケース（(a)CPG18n および(c)CPG30n）より最大たことが原因の一つとして考えられる．これより，本実ていないケース（(a)CPG18n および(c)CPG30n）より最大たことが原因の一つとして考えられる．これより，本実

過剰間隙水圧比が小さいことがわかる．またグラウトを

験条件では深部においては 5 %程度の低改良率でも十分

過剰間隙水圧比が小さいことがわかる．またグラウトを

験条件では深部においては 5 %程度の低改良率でも十分注入したケースにおいて，想定した改良率が低いケース

な液状化抑制効果が得られるが，浅部においては必ずし注入したケースにおいて，想定した改良率が低いケース

な液状化抑制効果が得られるが，浅部においては必ずしほど過剰間隙水圧比が大きくなる傾向が見られる．グラも同様の効果が得られないことがわかる．

ほど過剰間隙水圧比が大きくなる傾向が見られる．グラも同様の効果が得られないことがわかる．

ウトを注入したケースの最大過剰間隙水圧比は，いずれウトを注入したケースの最大過剰間隙水圧比は，いずれのケースでも 0.4 未満と小さくなっている．これはグラウトを注入したことによって地盤内の側方応力および密b) K 値の変化のケースでも 0.4 未満と小さくなっている．これはグラ

図-3.26 および図-3.27 に，6 回目および 7 回目の加振ウトを注入したことによって地盤内の側方応力および密時（実際の振動はおおよそ 3~28 秒の間）における地盤度が増加し，液状化を抑制していると考えられる．

b) K 値の変化
図-3.26 および図-3.27 に，6 回目および 7 回目の加振時（実際の振動はおおよそ 3~28 秒の間）における地盤度が増加し，液状化を抑制していると考えられる．

図-3.25 の 7 回目の加振時での間隙水圧特性を見ると，内の応力変化を K 値として示す．それぞれの加速度振幅

図-3.25 の 7 回目の加振時での間隙水圧特性を見ると，内の応力変化を K 値として示す．それぞれの加速度振幅

想 定 し た 改 良 率 が 高 い ケ ー ス （ (a)CPG18n お よ びの平均は 6 回目加振で 2.20 m/s2，7 回目で 3.50 m/s2 程度

想 定 し た 改 良 率 が 高 い ケ ー ス （ (a)CPG18n お よ びの平均は 6 回目加振で 2.20 m/s2，7 回目で 3.50 m/s2 程度(b)CPG18s）において，6 回目の加振時の傾向と同様に，であった．K 値の変動についても，加振による変動成分(b)CPG18s）において，6 回目の加振時の傾向と同様に，であった．K 値の変動についても，加振による変動成分

グラウトを注入したケース（(b)CPG18s）はグラウトを注を取り除く目的で移動平均法を用い処理した．

グラウトを注入したケース（(b)CPG18s）はグラウトを注を取り除く目的で移動平均法を用い処理した．

入していないケース（(a)CPG18n）より最大過剰間隙水

図-3.26 の加振直前の K 値より，グラウト注入時に増入していないケース（(a)CPG18n）より最大過剰間隙水

図-3.26 の加振直前の K 値より，グラウト注入時に増圧比が小さいことがわかる．しかし，想定した杭間距離

加した K 値が養生中にも減少することなく高い値に保た圧比が小さいことがわかる．しかし，想定した杭間距離

加した K 値が養生中にも減少することなく高い値に保たが広いケース（(c)CPG30n および(d)CPG30s）では，6 回れていることがわかる．またグラウトを注入したケースが広いケース（(c)CPG30n および(d)CPG30s）では，6 回れていることがわかる．またグラウトを注入したケース

目の加振時の傾向と異なり，グラウトを注入したケースでの深度 3.3m の K 値は振動終了時において，(b)の目の加振時の傾向と異なり，グラウトを注入したケースでの深度 3.3m の K 値は振動終了時において，(b)の（(d)CPG30s）の浅部（深度 3.3m）において，過剰間隙

CPG18s で約 5.7，(d)の CPG30s で約 2.6 となっており，（(d)CPG30s）の浅部（深度 3.3m）において，過剰間隙

CPG18s で約 5.7，(d)の CPG30s で約 2.6 となっており，

水圧比が振動中に大きく上昇し，グラウトを注入してい想定した杭間距離が狭い，つまり改良率が高いほど K 値

水圧比が振動中に大きく上昇し，グラウトを注入してい想定した杭間距離が狭い，つまり改良率が高いほど K 値― 66 ―― 66 ―

66

66

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

80

100

0.0

0.0

(b) CPG18s

08
GL -3.3 m
GL -7.8 m

4
2

加振時間
K 値 ( h’ / v0’ )

加振時間
6

0
20

40
時間

60
(sec)

80

2

100

0

20

(c) CPG30n

40
時間

60
(sec)

80

100

(d) CPG30s

K
0

4.8

K

0.6

3.6

0.4

2.4

0.2

1.2

6 回目加振時（平均加速度約 2.5 m/s2）に

1

2
基盤加速度

3

4

5

0.0

5

0
0

0.0

4.8

0.6

3.6

0.4

2.4

0.2

1.2

0.0

0.0

2

基盤加速度

3

20

40
時間

60
(sec)

80

100

0

4

5

20

(a) CPG18n

6.0

1(m/s2)

40
時間

60
(sec)

80

100

3.6

0.4

K

2.4

0.2

1.2

0.0

0.0

(b) CPG18s
8
GL -3.3 m
GL -7.8 m

6
4
2

加振時間

0
20

40
時間

60
(sec)

80

2

100

0

20

(c) CPG30n

40
時間

60
(sec)

80

(b) CPG30s 深部 (-7.7 m)

100(d) CPG30s

0.4

2.4

0.2

1.2

0

2

程度から間隙水圧の上昇が生じ，これに伴い K 値も減少

0
0

20

40
60
時間 (sec)

80

100

0

20

(a) CPG18n

40
60
時間 (sec)

80

100

8
GL -3.3 m
GL -7.8 m

4
2
0

加振時間
K 値 ( h’ / v0’ )加振時間
6

GL -3.3 m
GL -7.8 m

6

2

20

40
60
時間 (sec)

80

100

0

(c) CPG30n

図-3.2720

40
60
時間 (sec)

80

2
0
20

が発揮されていることが確認できる．

7 回目加振時（平均加速度約 4.0 m/s2）にによって増加した側方応力が減少しやすく，液状化抑制

おける K 値の時刻歴

効果が小さくなる傾向にあった．

4. 数値解析結果の減少量が少ないことがわかる．図-3.27 の 7 回目の加振時での K 値の変化を見ると，想定した杭間距離が狭い

GL -3.3 m
GL -7.8 m

0.0

5

0.0

6.0
Ru

0.8

4.8

K

0.6

3.6

0.4

2.4

0.2

1.2

0.0

0

1

(m/s2)

2

基盤加速度

3

4

5

0.0

(m/s2)(b) CPG30s 深部 (-7.7 m)

ケース CPG30s では特に浅部において入力加速度 2.0 m/s2

2

40
60
時間 (sec)80100程度から間隙水圧の上昇が生じ，これに伴い K 値も減少
0

20

40
60
時間 (sec)

80

100

している．
しかしながら，深部においては，
ケース CPG18s(b) CPG18sと同様に K 値の低下は見られるものの，液状化抑制効果

8
加振時間

GL -3.3 m
GL -7.8 m

4
2
0

加振時間

GL -3.3 m
GL -7.8 m

6が発揮されていることが確認できる．
以上より，低改良率地盤でも深部においては十分な液42状化抑制効果が得られることが確認できた．しかしなが

0
0

20

じた場合，低改良率地盤の浅部において，グラウト注入(d) CPG30s

45

残留 K 値の変化

4(a) CPG18n6

ら，入力加速度が 4 m/s2 を超えるような大きな加振が生

100

3

1
2
3
4
基盤加速度 (m/s2)

6

0
0

8

状化抑制効果が得られることが確認できた．しかしなが004と同様に K 値の低下は見られるものの，液状化抑制効果
以上より，低改良率地盤でも深部においては十分な液4

GL -3.3 m
GL -7.8 m

6

している．
しかしながら，深部においては，
ケース CPG18s(b) CPG18s

8
K 値 ( h’ / v0’ )ケース CPG30s では特に浅部において入力加速度 2.0 m/s22(c) CPG18s 深部 (-7.7m)

加振時間
K 値 ( h’ / v0’ )GL -3.3 m
GL -7.8 m

4

1

基盤加速度

8
加振時間

K 値 ( h’ / v0’ )

2

6

0

図-3.28 各加振ステップにおける過剰間隙水圧比と8K 値 ( h’ / v0’ )4

K 値 ( h’ / v0’ )K 値 ( h’ / v0’ )GL -3.3 m
GL -7.8 m

6

K

0

1.2

K

1.0

4.8
3.6

おける K 値の時刻歴

残留 K 値の変化

加振時間

2.4
Ru

0.2
0.0

6.0

0.6

6 回目加振時（平均加速度約 2.5 m/s2）にK 値 ( h’ / v0’ )

8
加振時間

3.6

0.4

(b) CPG30s 浅部 (-3.3m)

Ru

0.8

0.0

図-3.26

5

1.0
4

0
0

1
2
3
4
基盤加速度 (m/s2)

4.8

0.6

(a) CPG18s 浅部 (-3.3m)

GL -3.3 m
GL -7.8 m

6

図-3.28 各加振ステップにおける過剰間隙水圧比と
8

0

6.0

0.8

残留 K 値Ru

残留 K 値( h’ / v0’ )( h’ / v0’ )K値

残留 K 値

0

加振時間

K

0

2

8

Ru

0.8

(m/s2)(c) CPG18s 深部 (-7.7m)

おける K 値の時刻歴

1234
基盤加速度 (m/s2)

1.0

6.0

0

1.2

(b) CPG30s 浅部 (-3.3m)

Ru

0.8

0.0

図-3.26

5

1.0
4

0
0

1
2
3
4
基盤加速度 (m/s2)

0.0(a) CPG18s 浅部 (-3.3m)

GL -3.3 m
GL -7.8 m

6過剰間隙水圧比 Ru8
K 値 ( h’ / v0’ )

60
(sec)

Ru

0.2

2

0.6

1.0

残留 K 値(a) CPG18n

40
時間

1.2

2.4

4.8

過剰間隙水圧比 Ru

20

0.2

0.4

GL -3.3 m
GL -7.8 m

4

6.0

0.8

過剰間隙水圧比 Ru

0

2.4

4

1.0

残留 K 値

100

K

3.6

過剰間隙水圧比 Ru

80

0.4

0.6

加振時間
6

過剰間隙水圧比 Ru

60
(sec)

3.6

4.8

GL -3.3 m
GL -7.8 m

K 値 ( h’ / v0’ )

40
時間

Ru

0.8

加振時間
6

K 値 ( h’ / v0’ )

20

0.6

8

6.0

残留 K 値

04.8

過剰間隙水圧比 Ru00.8

過剰間隙水圧比 Ru

0

1.0

6.0

残留 K 値2

GL -3.3 m
GL -7.8 m

4過剰間隙水圧比 Ru( h’ / v0’ )

4

6

K値

( h’ / v0’ )
K値

2

8

1.0

加振時間

GL -3.3 m
GL -7.8 m

K値

8
加振時間

6

残留 K 値

8

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究40
60
時間 (sec)

80

100

0

(c) CPG30n

図-3.2720

40
60
時間 (sec)80

ら，入力加速度が 4 m/s2 を超えるような大きな加振が生100じた場合，低改良率地盤の浅部において，グラウト注入(d) CPG30s

7 回目加振時（平均加速度約 4.0 m/s2）にによって増加した側方応力が減少しやすく，液状化抑制

おける K 値の時刻歴

効果が小さくなる傾向にあった．

4. 数値解析結果の減少量が少ないことがわかる．図-3.27 の 7 回目の加振時での K 値の変化を見ると，想定した杭間距離が狭い

ケース（(a)CPG18n および(b)CPG18s）において，6 回目

4.1 数値解析の概要

ケース（(a)CPG18n および(b)CPG18s）において，6 回目の加振時の傾向と同様に，グラウトを注入したケース

シリーズ2では，中空ねじりせん断装置を用いた液状化の加振時の傾向と同様に，グラウトを注入したケース

シリーズ2では，中空ねじりせん断装置を用いた液状化（ (b)CPG18s ） は グ ラ ウ ト を 注 入 し て い な い ケ ー ス

試験を用いて，遠心実験から得られた知見に基づいて，（ (b)CPG18s ） は グ ラ ウ ト を 注 入 し て い な い ケ ー ス

試験を用いて，遠心実験から得られた知見に基づいて，（(a)CPG18n）より K 値が高く保たれる傾向がある．し

液状化抑制効果に対する相対密度とK値の影響を評価し（(a)CPG18n）より K 値が高く保たれる傾向がある．し

液状化抑制効果に対する相対密度とK値の影響を評価しかし，想定した杭間距離が広いケース（(c)CPG30n およた．図-3.21に示す中空ねじりせん断試験結果からわかる

び(d)CPG30s）では，6 回目の加振時の傾向と異なり，グように，本研究で用いた相馬珪砂5号に関する限り，液状ラウトを注入したケース（(d)CPG30s）の K 値が振動中化抑制に対する相対密度増加の効果は，Drが50%から70%に減少し，振動終了後にほぼ初期値に戻っている．これに増加したと仮定しても小さく，K値の増加のほうが液状

は，この付近で液状化が発生し，模型地盤内の側方応力化に対しては重要であることを示した．また，シリーズ3が減少したものと考えられる．

4.1 数値解析の概要

かし，想定した杭間距離が広いケース（(c)CPG30n およた．図-3.21に示す中空ねじりせん断試験結果からわかる

び(d)CPG30s）では，6 回目の加振時の傾向と異なり，グように，本研究で用いた相馬珪砂5号に関する限り，液状ラウトを注入したケース（(d)CPG30s）の K 値が振動中化抑制に対する相対密度増加の効果は，Drが50%から70%に減少し，振動終了後にほぼ初期値に戻っている．これに増加したと仮定しても小さく，K値の増加のほうが液状

は，この付近で液状化が発生し，模型地盤内の側方応力化に対しては重要であることを示した．また，シリーズ3が減少したものと考えられる．

図-3.28 にステップ加振における加振中の最大過剰間における動的遠心模型実験でも，改良率とK値の関係が得

図-3.28 にステップ加振における加振中の最大過剰間における動的遠心模型実験でも，改良率とK値の関係が得

隙水圧比と加振後の残留 K 値の変化を示す．ケースられ，高いK値が液状化抑制に大きく寄与することが示さ

隙水圧比と加振後の残留 K 値の変化を示す．ケースられ，高いK値が液状化抑制に大きく寄与することが示さ

CPG18s では，浅部において全加振ステップにおいて過れた．そこで本章ではK値の増加を二次元静的有限要素解

CPG18s では，浅部において全加振ステップにおいて過れた．そこで本章ではK値の増加を二次元静的有限要素解

剰間隙水圧比は上昇しておらず，K 値も減少していない．

析において再現し，これを初期条件として動的有限要素

剰間隙水圧比は上昇しておらず，K 値も減少していない．

析において再現し，これを初期条件として動的有限要素

22

深部においては，加振レベルが 3.5 m/s を超える入力加解析を行うことでK値が液状化抑制効果に及ぼす影響に深部においては，加振レベルが 3.5 m/s を超える入力加解析を行うことでK値が液状化抑制効果に及ぼす影響に速度で若干ではあるが，間隙水圧の上昇および K 値の減ついて検討する．

速度で若干ではあるが，間隙水圧の上昇および K 値の減ついて検討する．

少が確認できるものの，液状化にはいたっておらず，残少が確認できるものの，液状化にはいたっておらず，残留 K 値も 1.5 程度と高い値を保っている．これに対し，

留 K 値も 1.5 程度と高い値を保っている．これに対し，― 67 ―― 67 ―

67

67

高野

大樹・西村 聡・森川 嘉之・高橋 英紀

高野

大樹・西村

聡・森川 嘉之・高橋 英紀

4.2 数値解析ツールおよび方法

は三次元的であり，これを二次元空間で再現しようとし

4.2 数値解析ツールおよび方法

は三次元的であり，これを二次元空間で再現しようとし(1) 動的有限要素解析コードFLIP

た場合，二次元・三次元の幾何学減衰の違いから実際の(1) 動的有限要素解析コードFLIP

た場合，二次元・三次元の幾何学減衰の違いから実際の本研究における数値解析には，運輸省港湾技術研究所

改良率をそのまま入力しても実験と同様のK値の増加量

本研究における数値解析には，運輸省港湾技術研究所

改良率をそのまま入力しても実験と同様のK値の増加量（現独立行政法人港湾空港技術研究所）において開発さは得られない．そこで，本研究では，遠心実験と同レベ（現独立行政法人港湾空港技術研究所）において開発さは得られない．そこで，本研究では，遠心実験と同レベ

れた動的応答解析用の有限要素解析コードFLIP )（Version

ルのK値の増加を得られるように静的解析を行い，これをれた動的応答解析用の有限要素解析コードFLIP )（Version

ルのK値の増加を得られるように静的解析を行い，これを

30)

30)

初期値とし動的解析を行った．

5.0：FLIP研究会）を用いた ．このコードは，微小変形初期値とし動的解析を行った．

5.0：FLIP研究会）を用いた ．このコードは，微小変形理論に基づいた二次元非線形動的有限要素法により，地滑走路や誘導路の下部地盤を異なる杭間隔で改良する理論に基づいた二次元非線形動的有限要素法により，地滑走路や誘導路の下部地盤を異なる杭間隔で改良する

盤および構造物の加振時変形を計算する．動的解析時はような状況を考え，それに対応する初期K値を，2パター

盤および構造物の加振時変形を計算する．動的解析時はような状況を考え，それに対応する初期K値を，2パター

非排水条件が仮定され，間隙水の流れは考慮しない．

ンの改良幅に対してそれぞれ設定し，静的締固めを施す

非排水条件が仮定され，間隙水の流れは考慮しない．

ンの改良幅に対してそれぞれ設定し，静的締固めを施すとした．まずこのような状況を静的解析により再現し，とした．まずこのような状況を静的解析により再現し，(2) 地盤モデルと解析手順

その後羽田Level 2想定波（EW成分：図-4.2）を入力し，(2) 地盤モデルと解析手順

その後羽田Level 2想定波（EW成分：図-4.2）を入力し，

図-4.1に解析に用いた地盤のメッシュを示す．ここで

動的液状化解析を行なった．初期自重解析時および静的

図-4.1に解析に用いた地盤のメッシュを示す．ここで

動的液状化解析を行なった．初期自重解析時および静的は一般的な例として，一様な緩い砂地盤を想定し，グラ

解析時の境界条件は，側方は鉛直ローラー，底面は固定は一般的な例として，一様な緩い砂地盤を想定し，グラ

解析時の境界条件は，側方は鉛直ローラー，底面は固定

ウト注入によるK値の増加を再現するために，架空の二次境界とした．動的解析時には，底面は固定境界とし，側ウト注入によるK値の増加を再現するために，架空の二次境界とした．動的解析時には，底面は固定境界とし，側元水平拡張をシミュレートする．実施工における注入は

面は周期境界（左右の境界が輪のようにつながっている

元水平拡張をシミュレートする．実施工における注入は

面は周期境界（左右の境界が輪のようにつながっている

図2に示した，三角形パターンを組み合わせた三次元配置状態）を設定してそれぞれ計算した．物性値は，実験に

図2に示した，三角形パターンを組み合わせた三次元配置状態）を設定してそれぞれ計算した．物性値は，実験にで行われる．実施工でのグラウト杭打設による地盤変位用いた相馬珪砂5号を想定して，表2-3に示したものを用で行われる．実施工でのグラウト杭打設による地盤変位用いた相馬珪砂5号を想定して，表2-3に示したものを用いた．ここでは，液状化強度に与える影響の小さかった
相対密度の違いは考慮しなかった．液状化に関するパラ

二重節点アレー

断試験結果のK=1.0の結果を再現するようにフィッティ

14 m

30 m

0.4

メータについては図-4.3に示すように，中空ねじりせん

6m

6m

断試験結果のK=1.0の結果を再現するようにフィッティ
時刻歴出力要素

時刻歴出力要素

0.4

24 m

24 m

0.3

0.0
1

10
繰り返し回数 N

0.1

100

0.0
1

32 m

相馬珪砂5号の異なる初期K値における液状化強度（液状化判定基準：両ひずみ振幅7.5%）

粗(b) 二重節点アレー間隔（図-3.20に数値解析の結果を加筆）
二重節点の設定

6

強制変位

それぞれのペアで相対変位拘束

10
繰り返し回数 N

100

+
1

1, 2

-2
-4

2

1

2

3, 4

3

4

3

4

5, 6

5

6

5

6

7

7, 8

二重節点の設定

6

X

2
0

8

7

8

150

(a) 初期状態(b) 静的解析

図-4.4

図-4.2 羽田Level2想定波（EW成分）の波(c) 動的解析

K値増加の再現方法

強制変位

それぞれのペアで相対変位拘束

ｘ・ｙ方向相対変位拘束

- X

+

X

4
1, 2

1

2

1

2

3, 4

3

4

3

4

-2

5, 6

5

6

5

6

-4

7, 8

7

8

7

8

2
0

-6
0

(sec)

（図-3.20に数値解析の結果を加筆）

ｘ・ｙ方向相対変位拘束- X

相馬珪砂5号の異なる初期K値における液状化強度（液状化判定基準：両ひずみ振幅7.5%）

粗図-4.1 解析に用いた地盤のメッシュ図

4

100

図-4.3

加速度 (m/s2)(b) 二重節点アレー間隔

図-4.1 解析に用いた地盤のメッシュ図

加速度 (m/s2)

Dr=50% Dr=70% モデル
初期K = 0.5
初期K = 1.0
初期K = 2.0

92 m

図-4.3

時間

0.2

時刻歴出力要素92 m

50

応力比 τ/ σv0'6m

6m

Dr=50% Dr=70% モデル
初期K = 0.5
初期K = 1.0
初期K = 2.0

時刻歴出力要素32 m

密二重節点アレー

0.1

14 m

30 m

(a) 二重節点アレー間隔

0.2

14 m

密

二重節点アレー

0.3

92 m

30 m

(a) 二重節点アレー間隔

応力比 τ/ σv0'

92 m

-6
0

相対密度の違いは考慮しなかった．液状化に関するパラ

二重節点アレー

メータについては図-4.3に示すように，中空ねじりせん

14 m

30 m

いた．ここでは，液状化強度に与える影響の小さかった

50

100
時間

150

(sec)

(a) 初期状態(b) 静的解析

図-4.4

図-4.2 羽田Level2想定波（EW成分）の波― 68 ―― 68 ―

68

68(c) 動的解析

K値増加の再現方法

も実験結果－解析結果間で比較的良好な合致が得られた．

-20(3) K値増加の再現方法
0

0
-10

-20

ることは困難である．そこで本論文では以下の手法を用y (m)両端および中央に，改良する深さに沿ってあらかじめ二

40

-10

-30

いてK値の増加を再現した 31), 32)．改良範囲の水平方向の

30

y (m)

位のように解析の初期条件として平衡状態を直接入力す

20

-40

-30

-20

-10

0
10
x (m)

20

30

-30

40

0

0

-10

-10

-20

-40

-30

-20

y (m)

対し，x・y方向の変位を同一とする）しておく（図-4.4（a））．次の静的解析段階ではそれぞれを単点拘束（つまy (m)の節点に対し，再びx・y方向の多重拘束をかけたのち（図

0
10
x (m)

20

30

40

0
-10

-20
-30

-20 -10

0
10
x (m)

20

30

-30

40

0

0
-10

-20

アレー間平均 K 値 =0.62
-40

-30

-20

-30

-20

-10

0
10
x (m)

20

30

-10

0
10
x (m)

20

30

40

-30

40

位のように解析の初期条件として平衡状態を直接入力す

0
10
x (m)

20

30

40

アレー間平均 K 値 =1.50
-20

-10

0
10
x (m)

20

30

40

（a））．次の静的解析段階ではそれぞれを単点拘束（つま-30(a) 二重節点アレー間隔 密

-20

-10

0
10
x (m)

20

30

40

(b) 二重節点アレー間隔 粗点間の相対的な変位しか拘束しないので，“地盤の隙間”

30

アレー間平均 K 値 =0.49
-30

40

-20
-40

-30

-20

-10

0
10
x (m)

20

30

-30

40

0

0
-10

-20

-40

-30

-20

-10

-40

-30

-20

-10

の節点に対し，再びx・y方向の多重拘束をかけたのち（図

-30

-20

-10

0
10
x (m)

20

30

-40

-30 -20 -10

0

0
-10

-30

-20 -10

0
10
x (m)

20

30

-40

-30

-20

-10

-30

40

0

0

-10

-10

-20

-40

-30

-20

-10

アレー間平均 K 値 =0.62

-30

-20

-10

0
10
x (m)

20

30

0
10
x (m)

20

30

40

0
10
x (m)

20

30

40

アレー間平均 K 値 =1.50
0
10
x (m)

20

30

40

-20

アレー間平均 K 値 =1.98
-40

40

-20

アレー間平均 K 値 =1.59-40

30

アレー間平均 K 値 =1.09
-30

-20

20

-20

40

-10

-30

-4.4（c）），加振を再現する．また，ペアとなる2つの節

-40

0
10
x (m)

-20

アレー間平均 K 値 =0.67-10

り，それぞれの点の変位を独立に制御する）とし，それ（b））．そして動的解析段階では，ペアとなっている2つ

-40

20

0

-30

ぞれの点を左右に規定量±∆Xだけ変位させる（図-4.4
アレー間平均 K 値 =2.01

0
10
x (m)

-10

-30

対し，x・y方向の変位を同一とする）しておく（図-4.4
-30

-10

アレー間平均 K 値 =0.98

重節点を設定する．初期圧密段階ではこの二重節点は互
いに拘束（多重拘束：つまり同じ座標にある2つの節点に

-40

-20

0

ることは困難である．そこで本論文では以下の手法を用両端および中央に，改良する深さに沿ってあらかじめ二-30 -20 -10

-30

-10

-30

いてK値の増加を再現した 31), 32)．改良範囲の水平方向の

-40

-40

(3) K値増加の再現方法-20

アレー間平均 K 値 =1.98
-40

40

-20

アレー間平均 K 値 =1.59
-40

-10

-30

-4.4（c）），加振を再現する．また，ペアとなる2つの節-100

り，それぞれの点の変位を独立に制御する）とし，それ（b））．そして動的解析段階では，ペアとなっている2つ

-20

-10

-30

ぞれの点を左右に規定量±∆Xだけ変位させる（図-4.4

-30

30

アレー間平均 K 値 =1.09
-30

y (m)

いに拘束（多重拘束：つまり同じ座標にある2つの節点に

-40

20

-20

y (m)

重節点を設定する．初期圧密段階ではこの二重節点は互

0
10
x (m)

締固めによるK値の増加は応力の分布であり，密度や変アレー間平均 K 値 =0.98
-30

-10

-20

アレー間平均 K 値 =0.67

y (m)

y (m)

締固めによるK値の増加は応力の分布であり，密度や変

0
10
x (m)

y (m)

-10

-20

アレー間平均 K 値 =0.49
-30

y (m)

-20

-20

y (m)

-30

-30

y (m)

-40

0
-10

アレー間平均 K 値 =0.49

y (m)

-30

0
-10

y (m)

アレー間平均 K 値 =0.49

y (m)

-20

ングにより求めた．図からわかるように他のK値に対して
y (m)

0
-10

y (m)

も実験結果－解析結果間で比較的良好な合致が得られた．

0
-10

y (m)

y (m)

ングにより求めた．図からわかるように他のK値に対して

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

y (m)静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

-30

40

アレー間平均 K 値 =2.01(a) 二重節点アレー間隔 密

0
10
x (m)

20

30

40

(b) 二重節点アレー間隔 粗点間の相対的な変位しか拘束しないので，“地盤の隙間”

は単純せん断モードに対する抵抗力は持たない．つまり，

0

0.6

1.2

1.8

2.4

図-4.5 静的解析後のK値の分布

改良杭そのものの強度はゼロとなる．実際には改良杭には比較的高い剛性・せん断強度を有しているが，二次元は単純せん断モードに対する抵抗力は持たない．つまり，

0

0.6

1.2

1.8

2.4

図-4.5 静的解析後のK値の分布

改良杭そのものの強度はゼロとなる．実際には改良杭には比較的高い剛性・せん断強度を有しているが，二次元モデルで実際の強度を与えると，杭が壁としてモデル化

モデルで実際の強度を与えると，杭が壁としてモデル化

3

される分，改良体の強度が過大に評価される．また，実3される分，改良体の強度が過大に評価される．また，実施工は地表面隆起量に基づく観測施工で行われるため杭K値

2が断続的になる場合もある．よって，本解析のように，改良体の強度は考慮しないのは安全側の方針である．まが断続的になる場合もある．よって，本解析のように，
1

改良体の強度は考慮しないのは安全側の方針である．ま

アレー間隔：密た，これは従来の締固めの設計法にも則した考え方であ0に所定のK値を，全体的に均一に再現するための解析手法

0.001

0.002

0.003

アレー間隔：密アレー間隔：粗る．この二重節点アレーは，あくまで想定した改良領域
0

0.004

X/X0

図-4.6 アレー間の平均K値と強制水平変位量の関係であり，実際のグラウト拡張過程を物理的に模擬してい1

た，これは従来の締固めの設計法にも則した考え方であ

アレー間隔：粗る．この二重節点アレーは，あくまで想定した改良領域

2
K値

施工は地表面隆起量に基づく観測施工で行われるため杭るわけではない．よって，実際の杭打設箇所に対応させ0に所定のK値を，全体的に均一に再現するための解析手法

0

0.001

0.002

0.003

0.004

X/X0

図-4.6 アレー間の平均K値と強制水平変位量の関係であり，実際のグラウト拡張過程を物理的に模擬しているわけではない．よって，実際の杭打設箇所に対応させ離の半分の量(X0)で正規化した，水平方向のひずみに対応て密に設ける必要はない．

離の半分の量(X0)で正規化した，水平方向のひずみに対応て密に設ける必要はない．

する値で示している．

する値で示している．

4.3 数値解析結果

本研究の実験結果からas=5 %程度での低改良率の締固

4.3 数値解析結果

本研究の実験結果からas=5 %程度での低改良率の締固(1) 静的解析結果

めにより得られるK値は1~3程度であったため，ここでは(1) 静的解析結果

めにより得られるK値は1~3程度であったため，ここでは静的解析の結果得られた加振前のK値の分布を図-4.5

ΔX/X0が0.001以上のケースに相当する．一般的な傾向と静的解析の結果得られた加振前のK値の分布を図-4.5

ΔX/X0が0.001以上のケースに相当する．一般的な傾向とに示す．これらは，図-4.1の2パターンの二重節点アレー

して，所定のK値を得るためには，アレー間隔にかかわらに示す．これらは，図-4.1の2パターンの二重節点アレー

して，所定のK値を得るためには，アレー間隔にかかわら間隔に対して，強制水平変位量（∆X）を変化させて得らず，強制変位量を大きく設定すると高いK値が得られてい間隔に対して，強制水平変位量（∆X）を変化させて得らず，強制変位量を大きく設定すると高いK値が得られていれるK値の分布である．図-4.6にアレー間のK値の平均値

る．また，K値の増加傾向としては，アレー間隔を密にすれるK値の分布である．図-4.6にアレー間のK値の平均値

る．また，K値の増加傾向としては，アレー間隔を密にすと強制水平変位量の関係を示す．先に示したように，グると同じΔX/X0に対してK値の増加量が大きくなる傾向にと強制水平変位量の関係を示す．先に示したように，グると同じΔX/X0に対してK値の増加量が大きくなる傾向に

ラウト杭の打設を二次元空間で再現すると，二次元・三ある．各アレー間隔において，アレー間平均K値が0.6お

ラウト杭の打設を二次元空間で再現すると，二次元・三ある．各アレー間隔において，アレー間平均K値が0.6お次元の幾何減衰の違いから，ここでの二次元強制水平変

よび1.0のケースではアレー間のK値は均一に再現できて次元の幾何減衰の違いから，ここでの二次元強制水平変

よび1.0のケースではアレー間のK値は均一に再現できて位量は現実の三次元現象での変位量に直接対応せず，「等いる．さらに，K=1.5～2.0とアレー間平均K値が大きくな

位量は現実の三次元現象での変位量に直接対応せず，「等いる．さらに，K=1.5～2.0とアレー間平均K値が大きくな

価変位」となる．そこで，強制水平変位量はアレー間距

ると，地表面に近いほどK値は大きくなっている．これは，価変位」となる．そこで，強制水平変位量はアレー間距

ると，地表面に近いほどK値は大きくなっている．これは，― 69 ―― 69 ―

69

69

高野

大樹・西村 聡・森川 嘉之・高橋 英紀

高野

大樹・西村

聡・森川 嘉之・高橋 英紀

FLIPの構成モデルと入力パラメータから，せん断剛性係

終わった時点（140s）でのRuの分布を図-4.8に示す．Dr

FLIPの構成モデルと入力パラメータから，せん断剛性係

終わった時点（140s）でのRuの分布を図-4.8に示す．Dr

数Gが有効拘束圧p’の0.5乗に比例する一方，せん断強度＝50～70 %の相馬珪砂5号に相当する地盤に対して羽田

数Gが有効拘束圧p’の0.5乗に比例する一方，せん断強度＝50～70 %の相馬珪砂5号に相当する地盤に対して羽田はp’に比例することに由来する．このため拘束圧が低い

L2想定波（EW成分）を入力すると，無改良の状態(K =0.49)はp’に比例することに由来する．このため拘束圧が低い

L2想定波（EW成分）を入力すると，無改良の状態(K =0.49)

浅部のほうが小さいせん断ひずみで最終的なせん断強度

では最終的にすべての領域で液状化が起こることが予想

浅部のほうが小さいせん断ひずみで最終的なせん断強度

では最終的にすべての領域で液状化が起こることが予想を発揮するため，K値が増加しやすかったと考えられる．

された．一方，改良によりK値を上げたケースでは，初期を発揮するため，K値が増加しやすかったと考えられる．

された．一方，改良によりK値を上げたケースでは，初期

これは砂に一般にみられる力学的性質であり，同様のこ

K値が1.0以上のケースで液状化抑制効果が確認できる．

これは砂に一般にみられる力学的性質であり，同様のこ

K値が1.0以上のケースで液状化抑制効果が確認できる．

とがシリーズ2の遠心実験でも観測された．

図-4.1中の時間歴出力要素でのRuの経時変化を図-4.9にとがシリーズ2の遠心実験でも観測された．

図-4.1中の時間歴出力要素でのRuの経時変化を図-4.9に

図-4.7に静的解析時の最大せん断ひずみ分布を示す．

示す．上で述べたとおり，初期K値が1.0を超えるケース

図-4.7に静的解析時の最大せん断ひずみ分布を示す．

示す．上で述べたとおり，初期K値が1.0を超えるケース∆X/X0が大きくなると，次第にアレー間にひずみの局所化

でRuの上昇は抑えられている．また，K=1.5と2.0ではい∆X/X0が大きくなると，次第にアレー間にひずみの局所化

でRuの上昇は抑えられている．また，K=1.5と2.0ではい領域が生じていることがわかる．特にアレー間の領域全

ずれもRuは0.4~0.6程度と液状化には至っていない．これ

領域が生じていることがわかる．特にアレー間の領域全

ずれもRuは0.4~0.6程度と液状化には至っていない．これ

体のK値が2を超えるケースで，顕著な局所化現象が見らより，今回使用した入力パラメータ，境界条件と初期条体のK値が2を超えるケースで，顕著な局所化現象が見らより，今回使用した入力パラメータ，境界条件と初期条れる．これは，ある一定以上の強制水平変位量の増加に件で1.5を超えるK値が得られた場合，K値の違いによる液れる．これは，ある一定以上の強制水平変位量の増加に件で1.5を超えるK値が得られた場合，K値の違いによる液より周辺地盤の塑性化が卓越するためと推測できる．以状化抑制効果は顕著ではないため，大きな改良率を設定

より周辺地盤の塑性化が卓越するためと推測できる．以状化抑制効果は顕著ではないため，大きな改良率を設定上の結果より，二次元解析において二重節点アレー間のK

しても，K値の効果に限れば，得られる液状化抑制効果に上の結果より，二次元解析において二重節点アレー間のK

しても，K値の効果に限れば，得られる液状化抑制効果に値の上昇を均一に再現するにはある程度のアレー密度を寄与する割合は小さいということが言える．実際は高K値値の上昇を均一に再現するにはある程度のアレー密度を寄与する割合は小さいということが言える．実際は高K値確保する必要があることがわかった．また，次節で示すの初期条件では，密実化の効果も大きくなるため液状化確保する必要があることがわかった．また，次節で示すの初期条件では，密実化の効果も大きくなるため液状化

動的解析において初期状態が均一に再現されていないと，抑制効果に違いが生じると考えられる．

動的解析において初期状態が均一に再現されていないと，抑制効果に違いが生じると考えられる．

正しくK値の影響を評価できないことが確認された．一方

図-4.10に加振終了時の残留K値の分布，図-4.11に初期

正しくK値の影響を評価できないことが確認された．一方

図-4.10に加振終了時の残留K値の分布，図-4.11に初期で，初期状態が均一に再現されたケースでは，アレー設

K値と残留K値の関係を示す．FLIPの定式よりここで示す

で，初期状態が均一に再現されたケースでは，アレー設

K値と残留K値の関係を示す．FLIPの定式よりここで示す

置条件によらず，動的解析結果は同一解に収束した．そ

残留K値は過剰間隙水圧が消散する前の値である．いずれ

置条件によらず，動的解析結果は同一解に収束した．そ

残留K値は過剰間隙水圧が消散する前の値である．いずれ

こで，次節に示す動的解析では，K値の上昇が均一に再現

もK値は加振後に減少しており，その減少量は初期K値がこで，次節に示す動的解析では，K値の上昇が均一に再現

もK値は加振後に減少しており，その減少量は初期K値ができたアレー間隔の密なケースについての解析結果を示

1.5以下のケースでは，初期K値の違いによらす一定であできたアレー間隔の密なケースについての解析結果を示

1.5以下のケースでは，初期K値の違いによらす一定であす．

る．また，初期K値が1.5と2.0のケースを比較すると，初す．

る．また，初期K値が1.5と2.0のケースを比較すると，初

0

0

-10

-10

-20

-40 -30-20 -10-20 -10

0
10
x (m)

20

30

0

-10

-10

-20

アレー間平均 K 値 =1.59
-40

-30

-20

-10

0
10
x (m)

20

30

アレー間平均 K 値 =0.98
-40

-30

-20 -10

30

-30

-20

-10

0
10
x (m)

20

30

20

30

40

-10

0
10
x (m)

20

30

40

-20

アレー間平均 K 値 =1.59
-30

-40

-30

-20

-10

10
0
x (m)

20

30

40

0

-10

-10

-20

0

-40 -30-20 -10

0
10
x (m)

20

30

-30

0

アレー間平均 K 値 =1.98
-40

-30

-20 -10

0
10
x (m)

20

30

0.25

0.5

0.75

40

1.0

0

0

-10

-10

-20
-40 -30-20 -10

図-4.8 加振終了時の過剰間隙水圧比の分布

0
10
x (m)

20

30

アレー間平均 K 値 =1.50
0
10
x (m)

20

30

0
10
x (m)

20

30

40

0

-10

-10

-40

-30

-20

-10

0
10
x (m)

20

30

-30

-20

-10

0
10
x (m)

20

30

-40 -30-20 -10

0
10
x (m)

20

30

40

アレー間平均 K 値 =2.01-30(a) 二重節点アレー間隔 密-40 -30-20 -10

0
10
x (m)

20

30

K=0.5 ( 無改良 )
K=0.6
K=1.5
K=1.0
K=2.0

0.2

40

y (m)

-20

アレー間平均 K 値 =0.98
-40

-30

-20 -10-40-30-20 -10

0.1

0.2

0.3

0

50

100

水圧比の時刻歴図-4.7 静的解析後の最大せん断ひずみの分布

30

40

-20

-10

-40

-30

-20

-10

0
10
x (m)

20

-20 -10

0
10
x (m)

10
0
x (m)

20

-20

0

アレー間平均 K 値 =1.98
0
10
x (m)

20

30

0.25

0.5

0.75

40

図-4.8 加振終了時の過剰間隙水圧比の分布

20

30

-10

-10

-20

150

-40 -30-20 -10

0
10
x (m)

20

30

40

0.8

40

0.4

-20

アレー間平均 K 値 =2.01-30(a) 二重節点アレー間隔 密-40 -30-20 -10

0
10
x (m)

20

30

K=0.5 ( 無改良 )
K=0.6
K=1.5
K=1.0
K=2.0

0.2

40

0

(b) 二重節点アレー間隔 粗

0

50

100

150

Time (sec)
0

0.1

0.2

0.3

40

アレー間平均 K 値 =1.59-30

1-40 -30

30

-20

Ru

0

-30

図-4.9 二重節点アレー中央での過剰間隙

0.4 (%)

20

-30

40

Time (sec)
0

0
10
x (m)

アレー間平均 K 値 =0.67
-40

30

40

-10

アレー間平均 K 値 =1.50

アレー間平均 K 値 =1.98

0(b) 二重節点アレー間隔 粗

0
y (m)

0.4

-20

アレー間平均 K 値 =1.98
-30

y (m)

-10

-20

-30

40

0.6

Ru

-10

y (m)

y (m)

0

30

0

0.6
0

20

-20
-30

40

-40

0
10
x (m)

-10

-30

0

-30

-20 -100

アレー間平均 K 値 =1.09

アレー間平均 K 値 =1.59

0.8

40

-30

0

-20
-30

40

-20
-20 -10-20 -10

アレー間平均 K 値 =0.98
-30

40

1

-40 -30-40 -30

-10
-20

-40

アレー間平均 K 値 =0.62

40

-20

-10

-30

-20

アレー間平均 K 値 =0.67
-30

40

y (m)

（=過剰間隙水圧Δu/有効鉛直応力σ’v）を示す．加振が
0

-20

y (m)

-20

-20
-30

40

-40

0
10
x (m)

-30

0
-10

アレー間平均 K 値 =0.49

y (m)

-20

-40

y (m)

0
-10

アレー間平均 K 値 =1.09

0

-30

0

-30

-30

40

y (m)

y (m)

-40 -3020-20

アレー間平均 K 値 =0.98
-30

0
10
x (m)

40

0
-10

-30

y (m)

-30

40

30

y (m)

30

20

y (m)

20

0
10
x (m)

ここでは動的液状化解析で得られた過剰間隙水圧比Ru

y (m)

0
10
x (m)

-20 -10

アレー間平均 K 値 =0.67

y (m)-20 -10y (m)-40 -30-30

アレー間平均 K 値 =0.62

y (m)

y (m)

-30

-40

-10

-30

-20

アレー間平均 K 値 =0.67

-20
-30

y (m)

-10

-20

(2) 動的解析結果

アレー間平均 K 値 =0.49

y (m)

-10

y (m)

y (m)

0

-20
-30

（=過剰間隙水圧Δu/有効鉛直応力σ’v）を示す．加振が
0

0
-10

y (m)

ここでは動的液状化解析で得られた過剰間隙水圧比Ru

0
-10

y (m)

y (m)

(2) 動的解析結果

図-4.9 二重節点アレー中央での過剰間隙

0.4 (%)

水圧比の時刻歴図-4.7 静的解析後の最大せん断ひずみの分布― 70 ―― 70 ―

70

70

1.0

-20

アレー間平均 K 値 =0.49
-40

-30

-20 -10

0
10
x (m)

20

30

アレー間平均 K 値 =0.67
-30

40

0

0

-10

-10

y (m)

-20

-40

-30

-20

-40

-30

-20 -10

0
10
x (m)

20

30

40

0
10
x (m)

20

30

果におよぼす影響ついて検討を行なった．これらの検討によって得られた知見を以下に示す．
1)

アレー間平均 K 値 =1.59
-30

-40

-30

-20

-10

10
0
x (m)

20

30

y (m)

-10

0

-20

0.6

1.2

1.8

2)

2.4

アレー間平均 K 値 =1.98
-40

-30

-20 -10

0
10
x (m)

図-4.102030

深部と浅部での注入による水平土圧の上昇傾向に違いが見られ，深部では周辺地盤を押し広げよう

40

-40

-30

-20 -10

0
10
x (m)

20

30

アレー間平均 K 値 =0.67
-30

40

0

-10

-10

-20

-40

-30

-20

-30

-20 -10

0
10
x (m)

20

30

40

-10

0
10
x (m)

20

30

有限要素有効応力解析により異なる K 値が液状化抑制効

40

果におよぼす影響ついて検討を行なった．これらの検討によって得られた知見を以下に示す．

-20

アレー間平均 K 値 =0.98-40

1)

アレー間平均 K 値 =1.59
-30

-40

-30

-20

-10

10
0
x (m)

20

30

ることを示した．

-10

0

-20
-30

0.6

1.2

1.8

2)

2.4

アレー間平均 K 値 =1.98
-40

-30

-20 -10

0
10
x (m)

図-4.10

向に押し上げる盛り上がりモードが生じているこ

2030とする球体拡張モード，浅部では地盤を地表面方

加振終了時の残留K値の分布

向に押し上げる盛り上がりモードが生じていることが確認された．

複数のグラウトを打設することで生じる水平面内3)の主応力方向の回転を求め，深部では弾性的な，浅部ではより塑性的な挙動が卓越することを示し

浅部ではより塑性的な挙動が卓越することを示した．

連続するグラウト杭の打設で，中心部の水平応力

4)は等方的に上昇することがわかった．
5)

れた K 値-液状化強度関係と，遠心実験および現初期K値と加振終了時の残留K値の関係

5)

期K値の大きさによらず，残留K値は同程度の値を示して求める手法を示した．

いる．この場合，残留K値はいずれも1.0程度と加振後も6)高い値が保たれていることが確認できる．よって，今回

遠心加振実験においては，注入により K 値の上昇が認められた場合，改良率 5%程度の低改良率での解析条件では，初期K値として1.5以上の値が得られたも特に深部において有効な液状化抑制効果が得ら場合，K値の減少は抑えられており，2回目の加振が起こ

中空ねじりせん断試験では，K 値の増加が液状化抑制効果に大きな影響を与えることを示し，得ら

図-4.11

れた K 値-液状化強度関係と，遠心実験および現初期K値と加振終了時の残留K値の関係

地計測結果から得られた K 値-改良率関係を組み合わせ，目標とする液状強度から必要な改良率を連続するグラウト杭の打設で，中心部の水平応力は等方的に上昇することがわかった．

中空ねじりせん断試験では，K 値の増加が液状化抑制効果に大きな影響を与えることを示し，得ら

図-4.11

複数のグラウトを打設することで生じる水平面内の主応力方向の回転を求め，深部では弾性的な，た．
4)

深部と浅部での注入による水平土圧の上昇傾向に違いが見られ，深部では周辺地盤を押し広げよう

40とが確認された．
3)

遠心模型実験では，グラウト注入量によって生じる地表面隆起量が改良率を下げることで抑えられ400とする球体拡張モード，浅部では地盤を地表面方

加振終了時の残留K値の分布により評価した．また，これら模型実験の結果を踏まえ，

-20

0

-30

ることを示した．

0-30

遠心模型実験では，グラウト注入量によって生じる地表面隆起量が改良率を下げることで抑えられ

40

線 CT）を用いて可視化し，周辺地盤の挙動を画像解析

アレー間平均 K 値 =0.49

有限要素有効応力解析により異なる K 値が液状化抑制効

40

-20

アレー間平均 K 値 =0.98
-30

-10

-20
-30

y (m)

y (m)

-30

0
-10

y (m)

により評価した．また，これら模型実験の結果を踏まえ，

0
-10

y (m)

-20

線 CT）を用いて可視化し，周辺地盤の挙動を画像解析
y (m)

0
-10

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

y (m)

0
-10

y (m)

y (m)

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

地計測結果から得られた K 値-改良率関係を組み合わせ，目標とする液状強度から必要な改良率を期K値の大きさによらず，残留K値は同程度の値を示して求める手法を示した．

いる．この場合，残留K値はいずれも1.0程度と加振後も6)高い値が保たれていることが確認できる．よって，今回

遠心加振実験においては，注入により K 値の上昇が認められた場合，改良率 5%程度の低改良率での解析条件では，初期K値として1.5以上の値が得られたも特に深部において有効な液状化抑制効果が得られることがわかった．

場合，K値の減少は抑えられており，2回目の加振が起こ

μX 線 CT を用いた実験では，注入により生じる密ったとしても十分な液状化抑制効果が保たれていること

実化は主にグラウト側面のみに生じることが明らがわかる．このように，本研究で示した解析手順によりかとなった．

残留K値の液状化抑制効果に与える影響をしらべること

また，注入深度が浅く初期有効拘束圧が低い場合，が可能となった．本解析でのパラメータ，境界条件の基では，初期K値が1.5以上であれば，改良率の違いによら周辺地盤は小さい変形で受働状態となり，地盤のでは，初期K値が1.5以上であれば，改良率の違いによら周辺地盤は小さい変形で受働状態となり，地盤のず十分な改良効果が得られ，これより初期K値を大きくし密実化が生じにくいことが示された．

ず十分な改良効果が得られ，これより初期K値を大きくし密実化が生じにくいことが示された．

今回設定したパラメータ，境界条件をもちいた数ても得られる残留K値には大きく寄与しないという結果になった．異なる地盤条件下では結果が異なることが予値解析の結果，高い K 値が得られた場合，有効なになった．異なる地盤条件下では結果が異なることが予値解析の結果，高い K 値が得られた場合，有効な想されるが，本研究で示した検討手法を直接用いること

液状化抑制効果が得られ，加振後の K 値も比較的想されるが，本研究で示した検討手法を直接用いること

液状化抑制効果が得られ，加振後の K 値も比較的ったとしても十分な液状化抑制効果が保たれていること

7)がわかる．このように，本研究で示した解析手順により残留K値の液状化抑制効果に与える影響をしらべることが可能となった．本解析でのパラメータ，境界条件の基8)9)ても得られる残留K値には大きく寄与しないという結果高い値が残留し，一定の液状化抑制効果が保たれで，CPGの液状化抑制効果の検討が可能である．

ることがわかった．
10) 一定値以上の初期 K 値が得られた場合，K 値の効5. 結論

果に限れば，得られる液状化抑制効果に寄与するれることがわかった．
7)

実化は主にグラウト側面のみに生じることが明らかとなった．
8)9)

また，注入深度が浅く初期有効拘束圧が低い場合，

今回設定したパラメータ，境界条件をもちいた数高い値が残留し，一定の液状化抑制効果が保たれで，CPGの液状化抑制効果の検討が可能である．

ることがわかった．
10) 一定値以上の初期 K 値が得られた場合，K 値の効5. 結論

果に限れば，得られる液状化抑制効果に寄与する割合は小さいことがわかった．
本論文では，遠心模型実験を通して異なる改良率でのμX 線 CT を用いた実験では，注入により生じる密割合は小さいことがわかった．
本論文では，遠心模型実験を通して異なる改良率でのCPG グラウト注入を再現し，加振実験を行うことで，液本研究で得られた結果は限られた材料で行われた実験よ状化抑制効果を検証した．さらに，グラウト打設によるり得られたものである．しかし，現地計測との整合性よ

周辺地盤の変形特性を詳細に把握する目的で，グラウト

り信頼性の高い知見を示しているものと考える．また，の注入過程を，マイクロフォーカス型 X 線 CT 装置（μX

CPG グラウト注入を再現し，加振実験を行うことで，液本研究で得られた結果は限られた材料で行われた実験よ状化抑制効果を検証した．さらに，グラウト打設によるり得られたものである．しかし，現地計測との整合性よ

周辺地盤の変形特性を詳細に把握する目的で，グラウト

り信頼性の高い知見を示しているものと考える．また，の注入過程を，マイクロフォーカス型 X 線 CT 装置（μX― 71 ―― 71 ―

71

71

高野

大樹・西村 聡・森川 嘉之・高橋 英紀

高野

大樹・西村

聡・森川 嘉之・高橋 英紀

本研究と地盤条件が異なる場所でのCPGの液状化抑制効

diaphragm-type

本研究と地盤条件が異なる場所でのCPGの液状化抑制効

diaphragm-type

果とK値，改良率の関係を調べる際，本論文で示した実験

Géotechnique, Vol. 43, No. 4, pp. 523-535, 1993.

果とK値，改良率の関係を調べる際，本論文で示した実験

Géotechnique, Vol. 43, No. 4, pp. 523-535, 1993.

Take, W.A. and Valsangkar, A.J.：Earthpressures on

手法や数値解析手法は直接適用出来ると考える．

手法や数値解析手法は直接適用出来ると考える．

11)（2013年8月9日受付）

boundary

total

stresscells,

11)（2013年8月9日受付）

unyielding retaining walls of narrow backfill width,

本研究は，国土交通省関東地方整備局から委託を受けて実施した研究である．また，遠心模型実験の実施にあたり，ジオデザインの竹花和浩氏にご協力いただいた．

13)

1)

2)

14)

善功企・山崎浩之・加藤久晶・藤井照久・菅野雄

15)

演会，III-085，pp.169-170，2002．

16)

Okamura, M., Ishihara, M. and Oshita, T.：Liquefaction

sand specimens studied by computed tomography,

resistance of sand deposit improved with sand18)

pp.175-187，2003．

19)21p.，2006．
北詰昌樹：新遠心模型実験装置の開発と研究へのおけるひずみ局所化現象の定量的評価，第46回
地盤工学研究発表会，pp. 473-474，2011.

寺師昌明：遠心力載荷装置の開発とその適用，港20)

湾技術研究所報告，第24巻，第3号，pp. 73-122，

Lenoir, N., Bornet, M., Desrues, J., Bésuelle, P. And
applied to X-ray microtomography images from

Boulanger, R.W. and Hayden, R.F. ： Aspects oftriaxial compression tests on argillaceous rock, Strain,compaction grouting of liquefiable soil, Journal of
21)844-855, 1995.
Clayton, C.R.I. and Bica, A.V.D. ： The design ofdata, Geophysics, Vol. 71, No. 4, pp. O21-O31,

industrial X-ray CT scanner ， Int. J. of Physical

中澤博志・菅野高弘：空港における滑走路を対象

Modelling in Geotechnics，Vol. 2，No. 1，2002.
17)

sand specimens studied by computed tomography,
Géotechnique, Vol. 46, No. 3, pp. 529-546, 1996.
18)の切羽面補強効果の検討，土木学会論文集C (地圏工学)，Vol. 67，No. 1，pp. 107-118，2011.

性の検討，港湾空港技術研究所資料，No. 1125，

19)21p.，2006．

おけるひずみ局所化現象の定量的評価，第46回
地盤工学研究発表会，pp. 473-474，2011.

寺師昌明：遠心力載荷装置の開発とその適用，港20)

湾技術研究所報告，第24巻，第3号，pp. 73-122，

Lenoir, N., Bornet, M., Desrues, J., Bésuelle, P. And
Viggiani, G.：Volumetric digital image correlation

1985．

applied to X-ray microtomography images from

Boulanger, R.W. and Hayden, R.F. ： Aspects oftriaxial compression tests on argillaceous rock, Strain,compaction grouting of liquefiable soil, Journal ofVol. 43, pp. 193-205, 2007.

Geotechnical Engineering, ASCE, Vol. 121, No. 12, pp.

21)844-855, 1995.
10)

Takano, D.，Bésuelle, P., Viggiani, G. and Hall, S.
A.：X線μCTおよびV-DICを用いた石灰質砂岩に

北詰昌樹：新遠心模型実験装置の開発と研究への適用，港湾技術研究所資料，No.812，35p.，1995．

9)

高野大樹，大谷順，伊達健介，横田泰宏，永谷英
基：X線CTおよび遠心模型実験を用いた鏡ボルト

菊池善昭・水谷崇亮・永留健・畠俊郎：マイクロフォーカス X 線 CT スキャナの地盤工学への適用

8)

Desrues, J., Chambon, R., Mokni, M. And Mazerolle,
F.：Void ratio evolution inside shear bands in triaxial

Okamura, M., Ishihara, M. and Oshita, T.：Liquefaction

pp.175-187，2003．

7)

Otani, J., Mukunoki, T. and Obara, Y.：Characterizationof failure in sand under triaxial compression using ancompaction piles, Soils and Foundations, Vol.43, No.5,

Hall, S. A.：A methodology for 7D warping anddeformation monitoring using time-lapse seismic

16)

resistance of sand deposit improved with sand6)

進・丹羽俊輔・新川直利・出野価，土木学会地震工学論文集，Vol.27，pp.1-6，2003．

論文集F，Vol.66，No.1，pp.27-43，2010．
5)

原田健二・安田智之：細粒分を含んだ締固めによる改良地盤の評

山崎浩之・森川嘉之・小池二三勝：サンドコンパとした液状化対策に関する実験的研究，土木学会

Vol. 43, pp. 193-205, 2007.

Geotechnical Engineering, ASCE, Vol. 121, No. 12, pp.

15)

199-210，2002．

Viggiani, G.：Volumetric digital image correlation

1985．

Soils and Foundations, Vol.28, No.2, pp.95-112, 1988.

す る 考察 ，土 木学 会論 文集， No.708/III-59，pp.
4)

Pradhan, T.B.S., Tatsuoka, F. and Horii, N.：Simple
shear testing on sand in a torsional shear apparatus,

クションパイル工法による砂地盤のN値増加に関

Takano, D.，Bésuelle, P., Viggiani, G. and Hall, S.
A.：X線μCTおよびV-DICを用いた石灰質砂岩に適用，港湾技術研究所資料，No.812，35p.，1995．

10)

3)

工学)，Vol. 67，No. 1，pp. 107-118，2011.

性の検討，港湾空港技術研究所資料，No. 1125，

善功企・山崎浩之・加藤久晶・藤井照久・菅野雄

演会，III-085，pp.169-170，2002．

高野大樹，大谷順，伊達健介，横田泰宏，永谷英の切羽面補強効果の検討，土木学会論文集C (地圏フォーカス X 線 CT スキャナの地盤工学への適用

Foundations, Vol. 49, No.5, pp. 675-688, 2009.
14)

係数K0に関する調査，土木学会第57回年次学術講基：X線CTおよび遠心模型実験を用いた鏡ボルト

菊池善昭・水谷崇亮・永留健・畠俊郎：マイクロapplications involving stress reversals, Soils and一：固め工法によって改良された地盤の静止土圧

Géotechnique, Vol. 46, No. 3, pp. 529-546, 1996.

compaction piles, Soils and Foundations, Vol.43, No.5,

9)2)Zhu, B., Jardine, R.J. and Foray, P. ： The use ofminiature soil stress measuring cells in laboratory

財団法人沿岸技術研究センター：液状化対策としクショングラウチング工法‐，2007，186 p.，2007．

Desrues, J., Chambon, R., Mokni, M. And Mazerolle,
F.：Void ratio evolution inside shear bands in triaxial

13)ての静的圧入締固め工法技術マニュアル‐コンパ

Otani, J., Mukunoki, T. and Obara, Y.：Characterization

Modelling in Geotechnics，Vol. 2，No. 1，2002.
17)

論文集F，Vol.66，No.1，pp.27-43，2010．

8)1)

進・丹羽俊輔・新川直利・出野

industrial X-ray CT scanner ， Int. J. of Physical

中澤博志・菅野高弘：空港における滑走路を対象とした液状化対策に関する実験的研究，土木学会

7)

原田健二・安田Vol. 43, No. 5, pp. 133-147, 2003.

参考文献

of failure in sand under triaxial compression using an

199-210，2002．

6)

Pradhan, T.B.S., Tatsuoka, F. and Horii, N.：Simple

価，土木学会地震工学論文集，Vol.27，pp.1-6，2003．

す る 考察 ，土 木学 会論 文集， No.708/III-59，pp.

5)

Zhu, B., Jardine, R.J. and Foray, P. ： The use ofcavity expansion of sand piles, Soils and Foundations,

ここに記して感謝の意を表す．

智之：細粒分を含んだ締固めによる改良地盤の評

山崎浩之・森川嘉之・小池二三勝：サンドコンパ
クションパイル工法による砂地盤のN値増加に関

4)intermediate reclaimed land by compaction throughたり，ジオデザインの竹花和浩氏にご協力いただいた．

Soils and Foundations, Vol.28, No.2, pp.95-112, 1988.

係数K0に関する調査，土木学会第57回年次学術講3)intermediate reclaimed land by compaction throughshear testing on sand in a torsional shear apparatus,

一：固め工法によって改良された地盤の静止土圧

Miura, K., Otsuka, N., Kohama, E., Supachawarote, C.
and Hirabayashi, T. ： Ground improvement ofFoundations, Vol. 49, No.5, pp. 675-688, 2009.

クショングラウチング工法‐，2007，186 p.，2007．

12)

本研究は，国土交通省関東地方整備局から委託を受けapplications involving stress reversals, Soils andての静的圧入締固め工法技術マニュアル‐コンパ

謝辞て実施した研究である．また，遠心模型実験の実施にあ

miniature soil stress measuring cells in laboratory

財団法人沿岸技術研究センター：液状化対策とし

Take, W.A. and Valsangkar, A.J.：Earthpressures onand Hirabayashi, T. ： Ground improvement ofVol. 43, No. 5, pp. 133-147, 2003.

参考文献

cells,

1220-1230, 2001.

Miura, K., Otsuka, N., Kohama, E., Supachawarote, C.

cavity expansion of sand piles, Soils and Foundations,

ここに記して感謝の意を表す．

stressCanadian Geotechnical Journal, Vol. 38, No. 6, pp.

1220-1230, 2001.
12)

total

unyielding retaining walls of narrow backfill width,

Canadian Geotechnical Journal, Vol. 38, No. 6, pp.
謝辞boundary

Hall, S. A.：A methodology for 7D warping anddeformation monitoring using time-lapse seismic

Clayton, C.R.I. and Bica, A.V.D. ： The design ofdata, Geophysics, Vol. 71, No. 4, pp. O21-O31,― 72 ―― 72 ―

72

72

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

静的圧入締固め工法の液状化抑制効果に関する研究

2006.
22)

23)

2006.

Vesic, A.S.：Expansion of cavities in infinite soil mass,

25)

Journal of the Soil Mechanics and Foundation Division,

ASCE, Vol. 98, Sm3, pp. 265-290, 1972.

ASCE, Vol. 98, Sm3, pp. 265-290, 1972.

Graf, E.D. ： Compaction grouting technique andJournalof

Soil

Mechanics

23)

and

observations,

Graf, E.D. ： Compaction Grouting, Grouting, Soil

31)

32)

Mechanics

and

24)

Graf, E.D. ： Compaction Grouting, Grouting, Soil

Improvement and Geosynthetics, Geotechnical Special

Improvement and Geosynthetics, Geotechnical Special

Publication No. 30, ASCE, Vol. 1, pp. 275-287, 1992.

Publication No. 30, ASCE, Vol. 1, pp. 275-287, 1992.

El-Kelesh, A.M., Mossaad, M.E. and Basha, I.M.：
ofcompaction
andgrouting,

Geoenvironmental

Journal25)ofEl-Kelesh, A.M., Mossaad, M.E. and Basha, I.M.：
Model

Engineering,of

Geotechnicalcompaction
andgrouting,

Geoenvironmental

JournalofEngineering,

ASCE, Vol. 127, No. 11, pp. 955-964, 2001.

Tsukamoto, Y., Ishihara, K., Yamamoto, M., Harada, K.

26)

Tsukamoto, Y., Ishihara, K., Yamamoto, M., Harada, K.

and Yabe, H.：Soil densification due to static pileand Yabe, H.：Soil densification due to static pile

installation for liquefaction remediation, Soils andinstallation for liquefaction remediation, Soils andFoundations, Vol. 40, No. 2, pp. 9-20, 2000.

Foundations, Vol. 40, No. 2, pp. 9-20, 2000.

Fujii, T., Zen, K., Yamazaki, H., Katou, H. and27)

Fujii, T., Zen, K., Yamazaki, H., Katou, H. and

Kanno,Y.：Research of coefficient of earth pressure at

Kanno,Y.：Research of coefficient of earth pressure atrest (K0) as improved ground by compaction method,rest (K0) as improved ground by compaction method,

Proceedings of Annual Conference of the Japan

Proceedings of Annual Conference of the Japan

Societh of Civil Engineers, Vol. 57, pp. 169-170, 2002

Societh of Civil Engineers, Vol. 57, pp. 169-170, 2002

Nakano, M., Yamada, E. and Noda, T. ： Ground28)

Nakano, M., Yamada, E. and Noda, T. ： Ground

improvement of intermediate reclaimed land byimprovement of intermediate reclaimed land bycompaction through cavity expansion of sand piles,

compaction through cavity expansion of sand piles,

Soils and Foundations, Vol. 48, No. 5, pp.653-671,

Soils and Foundations, Vol. 48, No. 5, pp.653-671,
2008.

Hosono, Y. and Yoshimine, M.：Liquefaction of sand insimple30)

Soil

1151-1158, 1969.

2008.
29)

of

1151-1158, 1969.

ASCE, Vol. 127, No. 11, pp. 955-964, 2001.

28)

JournalFoundation Engineering Division, ASCE, Vol. 95, pp.

Geotechnical27)

Graf, E.D. ： Compaction grouting technique andFoundation Engineering Division, ASCE, Vol. 95, pp.

Model

26)

Vesic, A.S.：Expansion of cavities in infinite soil mass,

Journal of the Soil Mechanics and Foundation Division,

observations,

24)

22)

shear

condition,

Proceedings

of

29)

the

Hosono, Y. and Yoshimine, M.：Liquefaction of sand insimpleshear

condition,

Proceedings

of

the

International conference on cyclic behavior of soils andInternational conference on cyclic behavior of soils andliquefaction phenomena, Bochum, pp. 129-136, 2004.

liquefaction phenomena, Bochum, pp. 129-136, 2004.

Iai, S., Matsunaga, Y. and Kameoka, T.：Parameter

30)

Iai, S., Matsunaga, Y. and Kameoka, T.：Parameter

identification for a cyclic mobility model：Report ofidentification for a cyclic mobility model：Report of

the Port and Harbour Research Institute, Vol. 29, No.

the Port and Harbour Research Institute, Vol. 29, No.

4, pp. 57-83, 1990.

4, pp. 57-83, 1990.

中澤博志，菅野高弘，藤井照久，山田和弘，木31)

中澤博志，菅野高弘，藤井照久，山田和弘，木村康隆：液状化による臨海部埋立空港滑走路の

村康隆：液状化による臨海部埋立空港滑走路の残留変形に関する現場実大実験および再現解析，

残留変形に関する現場実大実験および再現解析，

海洋開発論文集，Vol. 25 ，pp. 269-274，2009.

海洋開発論文集，Vol. 25 ，pp. 269-274，2009.

高橋英紀，大橋照美，藤井照久，金子智之，水32)

高橋英紀，大橋照美，藤井照久，金子智之，水野匠：海上空港における液状化対策としての静野匠：海上空港における液状化対策としての静的圧入締固め工法の数値解析手法，土木学会論

的圧入締固め工法の数値解析手法，土木学会論文集B3, Vol. 68, No. 2, pp. 444-449, 2012.

文集B3, Vol. 68, No. 2, pp. 444-449, 2012.

― 73 ―― 73 ―

73

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C �2013�by PARI
Copyright �All rights reserved. No part of this book must be reproduced by any means without the written
permission of the President of PARI
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港湾
空

CONTENTS

港

1. Role of Geoenvironment in the Benthic Ecology and Morphodynamics of Intertidal Flats and Beaches-Ecohabitat Chart and Optimal Design of Dynamically Stable Sandbars································Shinji SASSA, Yoichi WATABE, Soonbo YANG, Tomohiro KUWAE ·············· ��3

技
術
研
究
所

2. The effect of compaction grouting as a countermeasure against liquefaction······· Daiki TAKANO, Satoshi NISHIMURA, Yoshiyuki MORIKAWA, Hidenori TAKAHASHI ·············· �45

報
告3. Rheological Behavior of W/O Emulsion of Water-Heavy Oil System andFriction Loss Reduction Methods for its Flow in a PipeREPORT··································································· Isamu FUJITA, Yoshitaka MATSUZAKI ·············��75����������������
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