12

応用地質,第53巻,第1号, 12‑20頁, 2012

l論吏‥

four. Japan Soc. Eng‑ Geol., Vol.53, No.1, pp.12‑20, 2012

前橋泥流堆積物の液状化強度と構造物基礎検討

樋口邦弘*･設楽信昭**･鵜飼恵三***

要旨

前橋泥流堆積物は弱国結した火山灰質砂質土地盤からなる.当地盤の分布する上,中および下流部の3地点のブロックサンプルを用いた繰返し非排水三軸試験で液状化強度比RL‑0.43, 0.69および0.57を得た.当地盤は『道路橋示万苦Ⅴ耐震設計編』による方法でⅣ値から
RL‑0.1‑0.3が算定され,レベル2の地震動に対してこれまで液状化するとされてきたが,土質試験で得られたRL値はN値による算定値の約2‑4倍と大きく液状化しないと判定できた.この差異はN値によるRLの算定が未固結な砂質土地盤を対象とし,弱固結地盤のRL値を過小評価することに起因するものと考えられ, Ⅳ値による評価の困難な地域特性のある地盤と判断される.このような地盤上に建設する構造物を設計する際, RL値を正しく評価した液状化判定を行うことが建設コストの縮減につながる.
Key words :液状化liquefaction,火山灰質砂質土

volcanicsandy soil, Ⅳ値

Ⅳ‑value,細粒分

fines

これらの乱れの少ない試料を用いた繰返し非排水三軸試験
1.は

じ

め

に

で3地点のRLを求めた3)･4).本稿では乱れの少ない試料か

群馬県庁付近を上流端とし南方に広がる前橋台地には前ら求めたRLとN値から算定したRL,および液状化の有無

橋市や高崎市の市街地を始めとして県内の多くの社会資本を比較検討するとともに,橋台下部工の経済比較についてが集中している.この台地を構成する前橋泥流堆積物は第検討した.

四紀更新世の堆積物(いわゆる洪積土層)で弱固結した火山
灰質砂質土からなる.

当地盤は拳大以上の磯を多く含むためボーリング孔を用

2.前橋泥流堆積物の地盤特性
2.1前橋泥流堆積物の分布

いた乱れの少ない試料の採取が困難なことから,標準質入

今から2.1‑2.4万年前,浅間山の大規模な山体崩壊で発試験で得られるⅣ値を基に『道路橋示方書Ⅴ耐震設計編』1)

生した岩層なだれが吾妻川で泥流となり,さらに利根川に(以降, ｢道示Ⅴ｣と呼ぶ)や建築基礎構造設計指針2)で示さ

流れ込んだのち平野部に押し出し図‑1に示す広い地域に前れた方法で液状化判定が行われている.当地盤は粒度試験

橋泥流堆積物5)が堆積した.本層は利根川の両岸に10‑15から砂質土に分類され,低いⅣ値でかつ地下水で飽和された地盤で,道示Ⅴにおいて液状化の検討が求められる洪積土層に相当する.

道示Ⅴによる末団結な砂質土を対象とする一Ⅳ値による液状化強度比RLの算定手法を弱国結した当地盤に用いることに疑問をもっ筆者らは,当地盤の分布する上,中および下流部の3地点におけるブロックサンプリングを実施し,* (樵)黒岩測量設計事務所

Kuroiwa Survey Design OfficeCo., Ltd.(会員)

E‑mail : k‑higuti@kuro.ne.jp* * (樵)黒岩測量設計事務所

Kuroiwa Survey Design OfficeCo., Ltd.

***群馬大学社会環境デザイン工学専攻

Department of Civil

and Environmental Engineering, Gunma University㊤㊥㊦:ブロ ックサンプリ
K:群馬 県庁ング位置

図‑1前橋台地を中心とする地形区分図

平成24年4月

13

前橋泥流堆積物の液状化強度と構造物基礎検討

m程度の急崖をなして露頭している.図‑1にはブロックサ

2.2万年前に降下堆積した姶良Tn火山灰(AT)の薄層が確ンプリングを実施した上流部,中流部および下流部の地点

認されている5).このATの薄層分布を破線で図一2およびをそれぞれ㊤, ㊥および㊦の記号で示した.また群馬県庁

図‑3に示した.

の位置をKの記号で付した.
2.2

2.3

ブロックサンプリング位置の.Ⅳ値

上,中および下流部3地点の各々のブロックサンプリン

地質構造

図一1で示した上流部に位置するK地点の地質断面図を図‑グ位置に最も近いボーリング調査地点をA,その近接地に

2に,下流部の地質断面図を図‑3に示す.前橋泥流堆積物

あるボーリング調査地点をB, CおよびDとし,標準買入は,約2万年より新しい時代に堆積した火山灰質シルトを試験で得られたN値をまとめ図‑4に示すとともに, 3地点

主とする厚さ2‑4mの軟弱な地盤(以降｢新しい堆積物｣ごとの前橋泥流堆積物の固結部と弱国結部をそれぞれ｢団と呼ぶ)で覆われ,その下位に厚さ15‑18m程度で堆積し結｣ ｢弱固結｣と表示し付記した.

ている.本層は上部の厚さ1m前後が団結し,その下部は弱国結部の上部にあたる深度5 ‑10m問のⅣ値の特徴を

本層の大部分を占める弱国結した地盤からなる.本層と下以下に述べる. Ⅳ値は30cm貫人に要する打撃回数で得ら位の前橋砂傑層の間に薄く挟まれたシルト層からは2.1‑

れ,ボーリング柱状図では10cmごとの打撃回数と30cmの合計打撃回数が表示されている.深度5‑6m問のⅣ値は上流部Ⅳ‑3‑8,中流部Ⅳ‑3‑11および下流部Ⅳ‑6‑10(一部14‑28)を示す.上,中および下流部のⅣ‑ 3 ‑ll

は10cmごとの打撃回数が1‑4回の合計であり,ほぼ均質な地盤と考えられるが,下流部のボーリングAのⅣ‑28
およびBのⅣ‑14を示すⅣ値は10cm買入の打撃回数8 ‑12

回を含むことから地盤中の裸を打撃した影響と推察される.
上流部
0

図‑2

Ⅳ
10

値

中流部

20

30

0

〃
10

値
20

K地点の地質断面図
右岸■｢LmノボーリングBボーリングC

N値
70

秘&ﾂ

劔劔∫
050TP+6968m

S

劔劔y移｢

下流部

Ⅳ

!

0

10

20

】0

前日:≡ ･橋
60

X*"

50

侏翊

ﾙ

￨8

ﾂ

TP+ 57.4 ;≡+:'繋ぎ三二 翠

泥 読 樵 積 物

焼き 劔劔劔剪
蔓

招き 劔S

%｢

R

冰

ﾕR

主要 窮 崇 SLg 們｢

図‑3

｢

､誉 ≡

ﾂ

下流部の地質断面図

図‑4

ブロックサンプリング位置のⅣ値

30

第53巻

14

第1号

写真‑1走査電子顕微鏡写真
深度7‑10m間では,上流部のⅣ‑ 3‑10に対して中流部でⅣ‑ 4‑12,下流部でⅣ‑ 6‑33と下流方向にⅣ値がやや高くなる傾向を示す.ただし下流部Dの深度8,9および10mのⅣ‑19‑33を示すⅣ値は10cm買入の打撃回数9 ‑注)左端の柱状Eg K地点の地盤に対して利榔Il右岸旬)の地盤が1 6rn融･､個i手原)

図‑5

前橋泥流堆積物内の間隙水圧分布

25回を含むことから,これらの高いⅣ値は疎の影響を含ん

場透水試験の平衡水位を基に前橋泥流堆積物内の間隙水圧だ値と推察される.

を整理し図‑5に示す.なお利根川右岸側の上流部の地盤は下流部の深度5mのⅣ値において喋の影響を受けた高い

図‑2に示すように左岸側の地盤に比べ高いことを考慮してⅣ値が認められるものの,深度5.5mでは低いⅣ値が測定さ右岸側の地質柱状図を+1.6m高く表示している.図‑2でれ疎の含まれる割合が小さいと推察され,この深度でブロッ
クサンプリングを計画した.掘削時にこの深度で地盤に含示したように左岸側で得られた前橋泥流堆積物の平衡水位の標高および下位の前橋砂穣層の平衡水位の標高を右岸側まれる裸が少なくかつ穣径も小さいことを確認しサンプリのそれぞれの平衡水位の標高とした.この結果右岸側の前ングを行った.下流部の実施例から上および中流部の2地

橋泥流堆積物の平衡水位を,その標高105.45mと地表の標点においても同様に深度5.5m前後で計画し,掘削時に疎高109.62mの差4.17mから深度4.2mに設定した.

が少なくかつ傑径も小さいことを確認し,上流部において下流部の深度3.5mの平衡水位GL‑2.6mから得られる静深度5.5m,また中流部において深度5.4mでサンプリング

水圧に対して間隙水圧が深度方向に減圧する.この減圧はを実施した.

図‑5に示すように深度14mまで漸増し,深度14‑17m間で2.4走査電子顕微鏡による微細構造はさらに大きくなり,深度17mでは滅圧した間隙水圧が下下流部の深度5.5mで採取したブロックサンプルを基に位の前橋砂疎層で得られた現場透水試験の平衡水位(深度

撮影した2種類の走査電子顕微鏡写真を写真‑1に示す. 2

12.5m)を基準とする静水圧と一致する.なお深度12.5mの種類の写真とも0.2pm程度の微細な粒子がセメンテーショ
ンで硬く固結した構造がみられ,これらが集まりさらに凹

平衡水位は図‑2で示したように利根川の河川水位とほぼ同一標高を示す.前橋泥流堆積物は下位の前橋砂磯層との間

凸のある大きな粒状体を形成している.粒状体と粒状体のに薄く挟まれたシルト層(ATを含む)を介して異なる帯水間は細くなった凸部でつながる部分もみられ,これらの粒層を形成していることから,本層内の地下水に減圧現象が状体の問に空隙が多く存在している.

発生したものと推察される.また,本層の透水係数がk‑2.5

地盤内の間隙水圧分布

下流部で得た深度3.5m, 5m, 9mの3深度の平衡水位6),およびK地点の深度5m, 9m, 14m, 17mの4深度の現1×10 5‑1×10 6cm/Sと低く6),本層が粘性土と同様な透水性を有する地盤であることも深度方向に間隙水圧が減圧している原因の一つと考えられる.

平成24年4月

15

前橋泥流堆積物の液状化強度と構造物基礎検討

3.ブロックサンプリングと土質試験結果
3.1ブロックサンプリング

上,中および下流部の3地点(図‑1参照)の下水道工事掘削箇所およびテストピットの状況を写真‑2に示す.

前橋泥流堆積物は磯を多く含むことからブロックサンプ
リングができないことを懸念したが,弱固結していることもあり写真‑3に示すように3地点ともブロックサンプルを採取することができた.
3.2

上流部(深さ5.5m)

中流部(深さ5.4m)

下水道マンホール基礎面から掘下水道構造物基礎面(写真の小り下げた段)から掘り下げた

ブロックサンプルの物理･力学特性

上,中および下流部の3地点のブロックサンプルから得られる物理特性と力学特性の一覧を表‑1に示す.圧密試験
では直径8‑15cm,高さH‑ 5cm,圧密非排水(玩)三軸圧縮試験および繰返し非排水三軸試験ではD‑10cm, H‑
20cmの供試体を用いた.

4.繰返し非排水三軸試験と液状化強度比RL
4.1繰返し非排水三軸試験
前橋泥流堆積物は弱固結地盤からなる.そのブロックサ
ンプルは写真‑1で示したように微細な粒子がセメンテーショ

ンで結合された粒状体と粒状体が細くなった凸部でつなが下流部のテストピット(深さ5.5m,底部10nx7m)

る部分もみられ,これらの凹凸をもった粒状体の間に空隙

写真右側の小段が前橋泥流堆積物の上面
小段から切り込んだ底部までが固結部で,その下位は弱国結部が多く存在している.また表‑1に示したように圧密試験に

写真‑2ブE)ックサンプリング3地点の掘削状況

おける圧密前の間隙比e ‑0.88‑0.96が圧密後はe ‑0.62‑0.64と小さくなる.これらを考慮するとブロックサンプ

ルは現地盤の乱れの少ない状態をほぼ保持しているものと判断される.これらのブロックサンプルを用いて下記の条件により繰返し非排水三軸試験を実施した.
3か所のブロックサンプルでは新しい堆積物の単位体積
重量γtを測定していないことから,下水道設計時の地質調査でボーリング孔を用いて採取された乱れの少ない試料
15個のγtを平均しγt‑16.OkN/m3を求めた.この新しい

上

流部

中

写真‑3

流部

下流部

ブロックサンプルの状況

義‑1前橋泥流堆積物の物理および力学特性(* :圧密試験と三軸試験を実施せず. ** :下水道工事設計時の試験値.)

堆積物のγtと,その下位の前橋泥流堆積物のγt‑19.5kN/m3(表11の下流部参照)および深度5.5mの間隙水圧U

項目

9zﾉYB

‑22AkN/m2(図‑5参照)から同深度の有効上載圧U′V

単位体嶺重量yt(kN/n3)‑79.6kN/m2が求まる.この値を基に静止土庄係数をK0‑

自然含水比wn(%)

0.5とし有効平均主応力cT′mを算定し,‑53.1 ≒50kN/m2

18.8

偵R

縱R

ｩzﾉYB

#r

b

Rﾃr

.0

,

X

28.2

ﾂ

0.30

9.2

cT'm‑50kN/m2を基に3地点とも圧密応力U′｡‑50kN/m2

塑性指数Jp剴rを採用し,繰返し周波数0.1Hzで繰返し非排水三軸試験を

圧癖降伏応pc(kN/m2)

0.96

00

圧癖前の間隙比βXの繰返し載荷回数と繰返し応力振幅比の関係を図‑6に示す.

圧癖後の間隙比eX

同図から繰返し載荷回数Nc‑20に対する3地点の液状化

粘着力C'(kN/m2)

上流部:液状化強度比RL‑0.43

偵R

0.2

細粒分含有率FC(%)

強度比丘Lを求めると以下のようになる.

繧

19.0

ゅ

が得られる. o′mは上流部および中流部もほぼ同様であり,行った.この試験で得られた軸ひずみの両振幅DA‑5%

#

28.I

偵
"

シルト分gC(%)
粘土分cc(%)

偵

偵R

最大粒径￠Z"X(nn)
平均粒径か,o(mm)U′m‑(ul+203)/3‑(79.6+2×0.5×79.6)/3

偵2

中波部

X

ﾂ

0

0.64

繝
ﾂ

41.3‥

せん断抵抗角￠'(o)X

液状化強度比RL20

紊2

ﾂ

緜"

0,69

ゅR

經r

3

16

応

用

地

質

第53巻

第1号

中流部:液状化強度比RL‑0.69

小さいことから, ccやI｡とRLの関連性を示すことは難し

下流部:液状化強度比RL‑0.57

いようである.

4.2

前橋泥流堆積物は微細な粒子同士がセメンテーションで

細粒分含有率FCと液状化強度比RL

ブロックサンプルの粒径加積曲線を図‑7に示す.同園で固結し,それらが集まり凹凸のある大きな粒状体を形成しは中流部と下流部の2地点の粒度分布がほぼ一致するものている.中流部と下流部ではFC‑28.2%および31.3%とセの,義‑1から中流部の細粒分含有率FC‑28.8%に対してメンテーションで固結した細粒分が多く含まれ,このため下流部はFC‑31.3%と相対的に大きく,わずかながら両RLが大きくなったものと考えられる.一方上流部ではFC‑者に差異が現れている.これら2地点に比べ上流部では8.0%と細粒分が少なく,主体となる粗粒状の集合体が凹

FC‑8.0%と極めて小さい特徴がある.ブロックサンプル

凸の間に空隙を含んでいることからセメンテーションの結の3地点を含む前橋泥流堆積物分布域の深度5 ‑ 6mの細合力がやや弱くなり,相対的にRLも小さくなったものと粒分含有率は図‑8に示すようにはぼFC‑20‑35%であり,推察される.このように団結した細粒分の多少がRLの大中流部および下流部のFC‑28.2‑31.3%はこの範囲に含ま

きさに関係する可能性が考えられ, 3地点のRLとFCの大れる.しかし上流部のFC‑8.0%はこれら一般的なFCに比

まかな相関RL‑0.0085FC+0.37を図‑9に破線で示した.たべ極めて小さく局所的な粒度特性を呈していると言えよう.

だし,わずか3地点のみでかつ2地点と1地点の間に明瞭

未団結な状態の細粒分を含む砂は粘土分含有率ccが10な差違があることから,このRLとFCの相関は参考程度と%を超えるとRLが顕著に増えるかまたは塑性指数Ipが10考えられる.

程度を超えるとRLが緩やかに増える傾向があるが, ccが4.3

N値から液状化強度比RLの算定

10%以下またはI,も10以下ではRLの変化が小さく増加傾

道示ⅤによるN値からのRL算定方法を以下に示す.

向は認められないようである7).しかし3地点のブロック

RL‑0.0882(Na/I.7)05 (Na<14)

サンプルの粒度特性からは表‑1に示したように上流部でRL‑0.0882(Na/1.7)05+1.6× 10 6 ･ (Na‑14)45

cc‑2.3%,中流部で8.0%および下流部で9.5%と3地点と(14≦Na)

もccが10%以下であり,また3地点のI,もまた10以下と(1′)

砂質土の場合,1.0｡pN＼PDqT壁蜜F哩｣胸壁(1)

Na‑cl ･ Nl+C2

(2)

0.9
▲中流E. ●下流ロ 劔部 部

0.8
0.7

●

0.6

細粒分含有率 %■ー｢‑｢
3 2 2 1 10 5 0 5 0 5

覗

0.5

ｩzﾉYB
●

JJ

0.4

●

0.3
0.2
0.1

｡雪三重]

0.0
1

10

100

繰返し載荷回数
図‑6

1000

Nc

‑1

0

1

2

3

4

繰返し載荷回数と繰返し応力振幅比の関係‑一‑上流部

6

7

8

9

10

11 12

仁一‑.. ≦
ll川llllll

州ﾂ

細粗分(粘土+シルト)

冊…

瀞

̀[

80

中流部

■一ll

A

｢yw｣

液状化強度比 EmJ
70
下流部l 劔劔llllll■

60

･10

30

20

lll

〟/｢

鳴

中流部 劔劔 鳴

㌢

ll

I

ﾂ

定 ﾂ

8岔zﾉYBtﾃﾓ#偵#

8ﾟｸ

8 8

8

十一▼

鳴

上流部

鳴

u′

■■lll

】

l

劔剪

lI 劔.."

I

0100

ﾂ

1

000

10000
5

他

図‑7

ｨ ﾈ ﾂ

上流部 wL=NPlp=

l/

0010

｢

tllll■

lJ

10

0001

15

‑下充部4

90

50

14

深度5‑6mの細粒分含有率分布100(%)舟歌他州枕頭g!

13上流部からの距離(km)

図‑8‑+一一一中流部1 ‑･‑▲‑中充部2 ‑‑.か･･中充部3 ‑･一一中涜軸4･.‑‑..■一､一下流部1 ‑←一下流部2 ‑下充部3

5

種

(mm)

供試体の粒径加積曲線

1

0

1

5

20

細粒分含有率

図‑9

25

30

FC (%)

細粒分含有率FCと液状化強度比RL3540】p=7.3

平成24年4月

N1 ‑170N/(U′V+70)
C.

17

前橋泥流堆積物の液状化強度と構造物基礎検討

5.前橋泥流堆積物の液状化判定‑1(

cl ‑ (FC+40)/50
C.

‑FC/2011

C2‑0

0%≦FC<10%)5.1液状化判定方法(10%≦FC<60%)

道示Ⅴでは,橋の供用期間中に発生する確率は低いが大(60%≦FC)

きな強度をもっ地震動(レベル2)を対象としプレート境界( 0%≦FC<10%)

C2 ‑ (FC‑10)/18

型地震を想定したタイプⅠの地震動と,内陸直下型地震を(10%≦FC)想定したタイプⅢの地震動についてそれぞれ液状化判定が硬質土の場合,Na‑ (1 10.36logl.(D50/2))Nl(3)

行われている.道示Ⅴにおける地盤種別の基準を基に前橋

ただし,

泥流堆積物をⅡ種地盤とし,下記に示す算定式で液状化に

RL :液状化強度比

対する抵抗率FLを求める.

Ⅳ:標準買入試験から得られるⅣ値

FL‑R/L(4)

Nl :有効上載圧100kN/m2相当に換算したN値

R :動的せん断抵抗比

Na :粒度の影響を考慮した補正N値

L :地震時せん断応力比

cl,C2 :細粒分含有率によるⅣ値の補正係数

R‑cw･RL

FC :細粒分含有率(%)

L‑γ｡･khg･

D50 :平均粒径(mm)7, d ‑I.0‑0.015x

標準買入試験で得られたⅣ値を砂質土の場合の式(2)でkhg ‑Cz ･ khgO

Ov/U'V

求めた補正N値Naを基に算定したRLは図‑10に示すように

タイプⅠの地震動の場合,

RL‑0.1‑0.3と極めて小さく表示される.

cw

一方,深度5.4‑5.5mで採取したブロックサンプルの繰

‑1.0(Ⅱ種地盤の場合)

khg0 ‑ 0.35

返し非排水三軸試験から得られたRLはRL‑0.43, 0.69およタイプⅡの地震動の場合,

び0.57と大きく, N値から算定されたRLに比べ明瞭な差異

cw

‑1.0

(RL≦0.1)が認められる.

cw‑3.3RL+0.67(0.1<RL≦0.4)

cw

‑2.0

(OA <RL)

当地盤を磯質土としてN値から式(3)を基にRLを求め砂質土のRLと比較する.硬質土のRLをRLgと表記すると,(Ⅱ種地盤の場合)khg｡ ‑ 0.70

ただし,上流部(深度5m) : RL‑0.162に対しRLg‑0.175
中流部(深度5m) : RL‑0.208に対しRLg‑0.203

cw :地震動特性による補正係数

下流部(深度5.5m) : RL‑0.254に対しRLg‑0.246∬ :深度となり,傑質土のRLgも砂質土のRLとはぼ同程度の値が算

cz :地域別補正係数(群馬県:cz‑1)

定された.

γ｡ :地震時せん断応力比の深さ方向の低減係数

液状化強度比RL
O.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

khg :レベル2地震動の設計水平震度
0.6

0.7

0.8

khg｡ :設計水平震度の基準値
uv :全上載圧(kN/m2)
cr′V :有効上載圧(kN/m2)

液状化の判定基準FL≦1.0 :液状化する
FL>1.0 :液状化しない

7

5.2

8

深度

有効上載圧と間隙水圧

新しい堆積物の単位体積重量γt‑16kN/m3とし,義‑1に示した上,中および下流部の3地点の前橋泥流堆積物のlT
9

単位体積重量γt‑19,3, 18.8および19.5kN/m3を基に上載圧を算定し表‑2に示した.さらに前橋泥流堆積物内の平衡10

水位深度4.2m(上流部)および深度2.6m(中流部と下流部)
llから図‑5により深度ごとの間隙水圧を算定し表‑2に併せて
記した.

12

◇上流部(N値)Å中流部( N値)

●下流部(N値)

5.3◆上流部(試験)▲中流部(試験)○下流部(試験)

3地点のブロックサンプリングは深度5.4‑5.5mではぼ

図110

液状化強度比RL

深度方向のRL

同一深度であり深度方向のRLが得られていない.このこ

応

18

義‑2

用

地

質

液状化に対する抵抗率FL

液状化判定に用いた上載圧と間隙水圧
oo

深度

(m)

8ﾈ

上流部

4̲0

田B

5.0

塔5

6.0

第53巻第1号

ﾂ

izﾉYB

ｴ鬻ﾕ｢

3

"緜

7.0

&ﾂ纉

8̲0

C

9.0

c

涛"

10.0

s宝

1l.0

燈

R

3

S

160.80179,60

08

10

12

14

16

18

12̲00

姪づ

18.00

14.40

r

#R

21ー60

b

縱R

30.60

鼎U

綿8

ヲ縱R

198.40

06

ｩzﾉYB

"

8̲00

sR

142̲00中流部

0.00

104.40123.20

S

9zﾉYB

都"縱R

85,60

04

刳ﾔ隙水圧U(kN/m2)

下流部

68.80

o2

#R

39̲60

48̲60

宝#R

田2

57.60

27̲00

36̲00

45.00

鉄B

53̲00

63̲00

田ゅ

6800

○上流部(N値[タイプⅠ]) ▲中流部(N値[タイプⅠ]) 0下流部(N値【舛プⅠ])
12ー0

ゅC

217̲20

#ゅsR

65.00

都5

73,00

とから図‑10で示すようにN値から算定されるRLが深度方○上流部(N値[タイプⅡ]) ▲中流部(N値[タイプⅡ]) ○下流部(N値[タイjn])◆上流部(試験[タイプl Ⅱ]) ★中流部(試削タイプ川]) ‑下流部(試験[タイプ川])

図‑11液状化抵抗率凡(タイプⅠおよびⅡ)

向にはぼ一定とみなせることを考慮し,各地点の繰返し非

排水三軸試験で得られたRLを深度方向にそれぞれ乱一定として検討する.
N値によるRLの算定では, FCを深度方向に一定とした･
5.4

液状化の判定これまでのN値から算定されたRLを基にした液状化に対する抵抗率FLは図‑11からタイプⅠの地震動に対してFL=
0.3‑0.7の範囲にあり,またタイプⅡの地震動に対しIUL=
0.1‑0.6の範囲にあることから,いずれもFL≦110であり｢液状化する｣と判定された.

しかしブロックサンプルを用いて繰返し非排水三軸試験から得られたRL‑0.43, 0･69および0･57を深度方向に一定としたFLはタイプⅠとタイプIIとも同じ値を示し,上流部でFL‑1.201‑1.043,中流部でFL‑1･683‑1･506,下流部

ではFL‑1.492‑1.280の範囲にあり, 3地点ともFL>1･0が得られ｢液状化しない｣と逆の判定となった･
なお, RL一定条件下でFLは深度方向に小さくなり,中流部および下流部では深度10mで最低値を示す･これは薄いシルト層(ATを含む)の上位に分布する前橋泥流堆積物
が透水係数k ‑1×10‑5‑1×10‑6cm/Sと粘性土と同様な透水性を有する地盤であり,下位の前橋砂楳層の深度12･5mの地下水位に影響され上位地盤内の間隙水圧が深度方向に減圧していくことに起因しているものと推察される･なお･
上流部は平衡水位が4.2mと上記2地点に比べ1･6m深くなっていることから深度11.5mで凡‑1.043の最低値を示す･これ以深では再び大きくなる.

上部工:プレテンション方式PC単純中空床版橋
橋

長:23.200m,桁幅

員:19.700m,活荷重:B活荷重

6.2

長:23･100m,支間長:22･400m

検討条件と橋台の基礎形式

6.2.1 Ⅳ値のみの地盤情報を基にした検討

前橋泥流堆積物はⅣ値3 ‑11と低いことから支持力不足
で,かつ液状化すると判定された･この場合,橋台の基礎は図‑12に示すように支持層を前橋砂撰層とし,橋台1基ぁたり直径1.5m,長さ19mの場所打ち杭12本が必要となる.橋台と杭基礎の形状を図‑13に示す･
6.2.2

テストピットでのデータを基にした検討

圧密試験で圧密降伏応力P｡‑190‑285kN/m2,またテ

ストピットにおける平板載荷試験で長期許容支持力qa=
201.0≒200kN/m2が得られている8).これから前橋泥流堆

積物の長期許容支持加a≒200kN/m2を採用し,液状化しない(最低FL‑1.208)条件から,前橋泥流堆積物を支持層とする直接基礎の橋台形状を図13に示す･
6.3

液状化判定に伴う下部エ(橋台)の経済比較

液状化判定による液状化の有無をもとに固定側と可動側の2橋台を合わせた下部工(橋台)の直接工事費(以降, ｢工事費｣と呼ぶ)の経済比較を表‑3に示す･ ｢液状化する｣との判定では橋台が杭基礎で前橋砂疎層に支持されることになり,この下部工の工事費率を1とする･ ｢液状化しない｣との判定では前橋泥流堆積物を支持層とする直接基礎が可能となり,橋台(身区体のみ)の工事費率が0･38と小さくなる･

この身区体の比率は杭基礎の躯体0･46に比べても小さい･こ

6.液状化判定を基にした構造物比較
6.1対象とする構造物

対象地を下流部のテストピット位置に近隣する跨道橋を例として液状化の有無による経済比較を行う･跨道橋の形
式は以下のとおりである.

れは杭基礎では杭12本に規制された7‑チングの断面積7×2.1‑14.7m2が直接基礎の断面積8× 1.5‑12･Om2に比べ2.7m2大きくなることに起因する･このように前橋泥流堆積物が｢液状化しない｣判定の下部工は｢液状化する｣判
定の下部工に対して62%小さくなり,液状化の有無で2倍平成24年4月

前橋泥流堆積物の液状化強度と構造物基礎検討

N
0

10

値

20

l

30

l 偬

N‑8

剩

40

50

冤

調阯停

Jﾙ

<

,

m

棹+

ｧ%

‑2

y4ﾒ

‑ ‑‑=g̲+I

GL‑10.Om N==1 GL‑13,0 冤 l 劍m慧溺 潔慧ふ

LuLuO のtq)]Jh岬
短護 符 誉鈴繁 毒草 劍ﾘhN 冒 凵[5 GL‑

繧 ･J駕治 宅蔓.､雛 3純≒ ̲溺翁7 ..凝議 や蕊を支 部謂芸勺 ･琵讃

据Nt‑峰9Xrl恥Nz ﾇ ｴ I 亂

們 ﾇﾈ hﾈr 点N=

L I.um J

I

前橋砂襟層

図一13

下部エ(橋台)および基礎工の形状

義一3

下部工(橋台)l

図‑12

下部工(橋台)の経済比較

地質構成と杭基礎の概念図
液状化する

俔舒

"

以上もの開きが生じる.

躯体

紊b

杭工

1.00

經B

7.まとめと今後の課題
直接基礎

仞ｹ
‑

ﾂ

0.38

辻

これまで道示ⅤからⅣ値を基に液状化すると判定されてきた前橋泥流堆積物に対して,この地盤の分布域の上,中題となる.

および下流部の3地点で採取したブロックサンプルで液状

当地盤では低いⅣ値が測定されることから,この課題を化強度比RLを求め液状化の検討を行った. RLを深度方向に解決するために従来の測定方法の精度をあげ打撃1回ごと一定とした液状化判定で上流部の深度11.5mでダL‑ 1.043,の買入量を測定し,打撃回数と買入量の詳細な関係を求め,中流部の深度10mでダL‑ 1.506および下流部の同深度でFL‑

当地盤にあった補正方法を検討していくことが考えられる.

1.280の最低値が得られFL>1.0となり, 3地点とも液状化

さらに未団結な砂質土に対するコーン買入試験からRLをしないという判定を得た.この判定は従来のⅣ値から求め算定する方法も多く検討されているが, Ⅳ値の場合と同様

た液状化判定とは異なる結果となった.

前橋泥流堆積物の液状化の有無による跨道橋下部工の工に弱国結した地盤に対応した解析方法を検討していく必要がある.

事費比較で約2倍以上もの開きが発生し,この地盤のRL

当地盤は間隙比e ‑0.88‑0.96とゆる詰めの砂と同程度

情報が社会資本整備のコスト縮減に大きく寄与することをの間隙比を有する火山灰質砂質土からなるが,透水係数が示した.

k ‑1×10ー5‑1×10 6cm/Sと粘性土に相当する極めて低い

これらから今後とも構造物基礎掘削の機会を捉えブロッ
クサンプリングを実施し,より多くのRLとFCのデータを透水性を示し,ゆる詰めの砂とは異なる難透水性地盤といえる.

得てその相関関係を求め, RL予測の可能性を検討していこの原因として走査電子顕微鏡写真で観察された微細なく必要がある.さらに重要構造物の検討では,深度方向の粒子間のセメンテーションの発達により,凹凸をもつ粒子

RLに関する試験も必要である.

間に存在する間隙の多くが閉塞されたことが推察される.

N値をFCで補正したN｡は上,中および下流部で凡≒5.9,

これらの特徴は時間効果(または年代効果とも呼ばれる)9)

9.4および14.2となる.ブロックサンプルから得たRLに対を示すものと考えられ,この時間効果の発達によりRL‑

応するNaを逆算すると上,中および下流部でそれぞれNa

0.43‑0.69が得られ, ｢液状化しない｣判定が求まったもの≒25, 29および28となり,上流部で約4倍,中流部で約3と考えられる.しかし今回の諸試験では当地盤の時間効果

倍,下流部で約2倍と大きな補正が必要となる. Ⅳ値の利が発揮された弱国結状態を力学的に立証することは難しかっ

用は今後とも続くものと考えられることから弱国結した当たことから,この弱国結についての検討を今後の課題とし地盤に対してN値からRLを算定する場合のNaの求め方が課

たい.

20

応

用

謝辞(財)群馬県建設技術センターおよび前橋市下水道建設課((覗)前橋市下水道整備課)にはブロックサンプリングと室内試験の実施の機会を与えていただき,かつデータを

地

質

第53巻

第1号

4)樋口邦弘･設楽信昭･鵜飼恵三(2009) :前橋泥流堆積物のブ
ロックサンプルを基にした液状化強度,第6回地盤工学会関東支部発表会, pp.364‑369.

5)新井房夫(1967) :前橋泥流の噴出年代と岩宿Ⅰ文化期,地球提供していただいた.また応用地質(樵)コアラボにおいて

科学, Vol.21, 46p.

困難な試料成形作業をはじめとし室内試験に対する協力を

6)設楽信昭･鵜飼恵三･樋口邦弘･武井上巳(2002) :前橋泥流

得て液状化強度特性を確認することができた.ここに関係堆積物からなる地盤の透水性に関する研究,第29回土木学会
関東支部技術発表会, pp.452‑453.

者各位に深く感謝する次第である.

7)桑野二郎･ Sapkota, B.K. ･橋爪秀夫･高原健吾(1993) :細粒分を含む砂の液状化特性,土と基礎, Vol.41, No.7, pp.23‑
28.

引

用

文

献

8)武井上巳･贋井由美･鵜飼恵三･樋口邦弘(2002) :前橋泥流堆積物からなる地盤の支持力に関する研究,第29回土木学会

1)日本道路協会(2002) :道路橋示万苦･同解説Ⅴ耐震設計編,

関東支部技術発表会, pp.456A57.
pp.12ト123.

9)吉見吉昭･福武毅芳(2005) :地盤液状化の物理と評価･対策

2)日本建築学会(2001) :建築基礎構造設計指針, pp.62‑65.

3)設楽信昭･樋口邦弘･武井上巳･贋井由美･鵜飼恵三(2002) :前橋泥流堆積物からなる地盤の液状化強度,第47回地盤工学
シンポジウム, pp.165‑172.

技術,技報堂出版, p.59.

(2010年11月1日受付, 2011年10月13日受理)

Jour Japan Soc Eng. Geol, Vo1 53, No.1, pp 12‑20, 2012

Liquefaction Strength of the Maebashi Mudflow Deposit Ground andConsiderations on Safety of lnfrastructures Constructed on lts Ground

Kunihiro HIGUCHI, Nobuaki SHITARA and Keizo UGAI

Abstra(:tThe Maebashi mudflow deposit ground saturated with ground water consists of the weakly combined volcanic ash
sand. The strength of this volcanic ash sand is small as the 〟‑value is between 3‑ll, which entails the possibility ofliquefaction during large earthquakes. Cyclic undrained triaxial tests have been done using undisturbed samples

obtained from the sand deposit. The liquefaction characteristics of the sand were investigated. From the results of thecyclic undrained triaxial tests, the liquefaction strength ratio RLWaS found to be 0.4310.69, which means that thecalculated resistance ratios for the liquefaction became 1.0 or more. This result contradicts with the information from Ⅳ‑

value stated above, the reason of which is considered in this study. Furthermore, the seismic effects on infrastructures

constructed on the Maebashi mudflow deposit ground are investigated and considerable reduction of their construction
costs by evaluating月L correctly is suggested.

Key words : liquefaction, volcanic sandy soil, NIValue, fines