Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
Table 2 Coefficients in the regression equation (6) for the soil classification of Land Condition Map

Soil Classification	a	b	c	$ \sigma $	d	Alt=20m	Svel (30; Alt 20m)	R
Diluvial Soil	2.05	0.23	0.07	0.06	2.39	2.48	303	1.65
Flattened Ground	2.62	-0.11	0.01	0.09	2.46	2.47	295	1.68
Plateau (Lowest Plane)	2.34	-0.07	0.14	0.11	2.24	2.42	262	1.83
Plateau (Lower Plane)	2.86	-0.34	0.04	0.10	2.36	2.41	257	1.86
Fan	2.67	-0.19	0.01	0.10	2.39	2.40	253	1.88
Back Marsh	2.37	-0.12	0.15	0.14	2.19	2.39	244	1.93
Slope	2.81	-0.27	-0.02	0.16	2.41	2.39	243	1.93
Plateau (Middle Plane)	2.59	-0.19	0.04	0.08	2.31	2.36	230	2.01
Sand Bar, Dune	2.74	-0.28	0.01	0.10	2.33	2.34	218	2.08
Plateau (Upper Plane)	2.51	-0.24	0.13	0.07	2.16	2.32	211	2.14
Boghole	2.63	-0.3	0.10	0.01	2.19	2.32	207	2.16
Natural Levee	2.69	-0.34	0.08	0.10	2.19	2.29	196	2.25
Valley Plain	2.54	-0.21	0.04	0.11	2.23	2.28	191	2.29
Coastal Plain, Delta	2.65	-0.26	0.01	0.09	2.27	2.28	190	2.30
Alluvial Soil	3.01	-0.52	-0.02	0.07	2.24	2.22	164	2.55
Reclaimed Land	2.24	-0.11	0.08	0.12	2.08	2.18	152	2.70
Drained Land	2.52	-0.21	-0.04	0.04	2.21	2.16	144	2.81

$$ \log Svel = a + \log Depth (m) + \log Alt (m) \pm \sigma \quad Alt : Altitude (m) $$

$ \log\text{Svel}(30\text{m})=\text{d}+\text{clogAlt}(\text{m}) $ R : Amplification factors based on the definition by Midorikawa (1993)

Svel (30 ; Alt20m) : Avearged S wave velocity (m/s) down to the 30m in depth at 20m in height

Fig.5 Relation between averaged S-wave velocity and depth of borehole for coastal plain and delta

### 5. 考察

ここでは、得られた土地条件図の分類ごとの増幅度について、他の類似の研究である西坂・他(1997) $ ^{13} $ 、大西・他(1998) $ ^{14} $ 、松岡・翠川(1993) $ ^{8} $ の結果との比較を行なう。回帰式(6)から分かるように、Svel(30)即ち増幅度は標高の関数となることから、ここでは収集した地点の標高に関する分布（Fig.6）から、最頻値として20mを採用し、増幅度RをTable 2のように得た。

一方、西坂・他（1997） $ ^{13} $ は愛知県および名古屋市の地震被害想定において得られた地震動予測結果を利用し、地表と基盤での地震動の最大振幅比を増幅度とし、国土数値情報の標高、地形、地質との関係を求めている。また、大西・他（1998） $ ^{14} $ は全国77箇所の気象官署の強震計データに対し、
距離減衰式を当てはめる中で地点係数を導入して、これによって増幅度を推定し、土地分類基本調査の地形、地質との関係を求めている。これらに、先に述べたS波速度測定データと国土数値情報との関係を与えた松岡・翠川（1993）の結果を加えて比較したものをTable 3に示す。それぞれ地盤分類の仕方が異なっているが、同じ地盤分類となっている場合には同一行に示すようにした。また、影つきの値は4者の平均値との差が大きいことを意味している。

同一分類に着目すると、本研究の結果では干拓地（Drained Land）、埋立地・盛土（Reclaimed Land）、扇状地（Fan）が他に比べて大きな値となっているが、その他の分類については平均的な値となっている。前述のようにボーリングデータは深さ30m以浅のものも多くある。Fig.5に見られるようにボーリングが深くなるほどSvelが小さくなるということは、地盤が軟らかいため深くまでボーリングが行なえたということを反映している。このようなデータが他と比較して大きな増幅度を与える原因となったことが考えられる。

一方で、松岡・翠川は関東地方、西阪・他は東海地域だけを対象としているし、大西・他は全国を対象としているものの77箇所のデータだけを用いており、11地盤分類の中には高々3箇所のデータ

Fig.6 Distribution of altitude at borehole near seismic intensity observatory in municipality

タで対応付けを行なっているものが4分類もある。ボーリング地点が各地盤分類の平均的なS波速度構造をもつ地点であるか否かの判定は極めて困難であることから、本研究では可能な限り多くのデータを全国から収集し解析した訳であるが、このことは逆に地域固有の地盤の特徴が失われることになることを意味している。このように土地条件図等の地盤分類と増幅度との対応付けに関しては、まだ幾つか解決すべき課題があり、更なる検討が必要である。

次に、本研究で推定された地盤の増幅度の有効性、換言すれば、同一地形分類はほぼ等しいSvelを与えるという仮定および必ずしも深さ30mのボーリングデータを用いていないことから生じるSvelの推定誤差の影響について検討するために、250mメッシュ単位で被害想定を行なっている横須賀市の地震動評価結果との比較を行なった。

地震動評価のためには先ず土地条件図の数値化が必要であるが、これには国土地理院が地盤分類毎に作成した土地条件図原版をそれぞれスキャナーで読み取ってベクトル化し、それらを統合する

Fig.7 Distribution of amplification factor of soil in Yokosuka City
Table 3 Comparison of soil amplification factors

This Study	Amp	Matsuoka, Midorikawa (1993)	Amp	Nisizaka et al. (1997)	Amp	Onishi et al. (1998)	Amp
Drained Land	2.81	Artificial Transformed Land	1.55	Drained Land	2.18	Reclaimed Land	2.12
Reclaimed Land	2.70	Reclaimed Land	2.19	Reclaimed Land	1.45	Reclaimed Land	2.12
Alluvial Soil	2.55	Sand Bar, Natural Levee (sand)	1.65	Sand Bar, Natural Levee (sand)	2.22	Sand Bar, Dune	2.12
Sand Bar, Dune	2.08	Sand Bar, Natural Levee (sand)	1.98	Sand Bar, Natural Levee (sand)	2.96	Sand Bar, Dune	2.12
Natural Levee	2.25	Sand Bar, Natural Levee (sand)	1.98	Sand Bar, Natural Levee (sand)	2.96	Sand Bar, Dune	2.12
Valley Plain	2.29	Delta	2.58	Delta	2.02	Delta (clay)	2.92
Coastal Plain, Delta	2.30	Delta	2.58	Delta	2.02	Delta (clay)	2.92
Back Marsh	1.93	Gravel Plateau	1.32	Gravel Plateau (sand)	1.32	Gravel Plateau	1.62
Boghole	2.16	Gravel Plateau	1.32	Gravel Plateau (sand)	1.32	Gravel Plateau	1.62
Diluvial Soil	1.65	Loam Plateau	1.61	Loam Plateau	1.04	Loam Plateau	2.50
Flattened Ground	1.68	Loam Plateau	1.61	Loam Plateau	1.04	Loam Plateau	2.50
Plateau (lowest Plane)	1.83	Loam Plateau	1.61	Loam Plateau	1.04	Loam Plateau	2.50
Plateau (Lower Plane)	1.86	Loam Plateau	1.61	Loam Plateau	1.04	Loam Plateau	2.50
Plateau (Middle Plane)	2.01	Loam Plateau	1.61	Loam Plateau	1.04	Loam Plateau	2.50
Plateau (Upper Plane)	2.14	Loam Plateau	1.61	Loam Plateau	1.04	Loam Plateau	2.50
Fan	1.88	Fan	1.34	Fan	0.87	Fan	1.48
Slope	1.93	Hill	1.50	Hill	1.59	Hill	1.71
Neogene	1.23	Mountain	1.00	Mountain	1.00
Pre-Tertiary	0.71	0.71	0.71	0.71	0.71

Amp : Amplification Factor
(a) by the simplified earthquake damage estimation system $ ^{1)} $ using National Land Numerical Information

Fig.8 Comparison of estimated seismic intensity distribution for the Tokai earthquake

ことによって各地盤境界をポリゴンデータとして作成するという方法をとった。スキャナーの解像度は200dpi、最小分解能は約3mである。地震動評価には震源距離が必要とされるが、市域全体に対して最小分解能の3mピッチでそれを求めることは、いかに簡単な距離減衰式を用いていても計算時間がかかりすぎる。一方で、市町村内での被害想定の有効活用には町丁目単位での被害推定ができることが望まれている。そこで、町丁目境界および増幅度が同じである地盤境界に加え、この2つの境界で囲まれた領域が大きすぎないように250mメッシュで更に分割した小領域を最小評価単位とした。これらの小領域に対して式(6)、Table 2および国土地理院数値地図50mメッシュ標高データを適用してFig.7のように増幅度を与えた。

Fig.8は東海地震を想定して、式(1)および(4)を用いて推定した地表最大速度分布から換算した震度分布を横須賀市被害想定および簡易型システムの結果と比較したものである。本結果での高震度である6弱（Ⅵ－）の地域は北端部周辺、北東部海岸付近、中央部平野および南西部湾岸部の沖積層や埋立地に認められ、横須賀市の結果でも北東部

(b)

(c)

(b) by Yokosuka City $ ^{14)} $

(c) by the present study

海岸付近（5強）を除いてこれらの地域は震度6弱となっており、全体として震度分布のパターンはよく似ている。

北東部の海岸等での不一致は、本研究では軟弱な地盤が強震動を受けた際に増幅度が小さくなるという地盤の非線形性を考慮していないことによる。このことについては今後の課題であるが、地震動の強さに応じた増幅度を与えることが考えられ
る。

解像度については、250mメッシュの横須賀市の結果に比べてはるかに高いことが、特に中央部平野から伸びている谷筋などの表され方から容易に理解できよう。従って、よりきめ細かい対策が可能となると期待される。

### 6. おわりに

市町村で利用可能な被害想定システムの構築に向けて、まず地震動の推定に着目し必要情報の入手が容易で詳細な情報を提供すると思われる土地条件図の利用について検討した。K-NETのS波速度、ボーリングデータを用い、N値と深さとの関数として土質ごとにS波速度を求めた。次に、それを消防庁が収集した自治体ボーリングデータに適用し、土地条件図の地盤分類との対応関係を求めた。これに基づき、地盤分類ごとの増幅度を推定し、東海地震に対して横須賀市に適用したところ、既存の手法による結果とほぼ同じ震度分布が得られ、かつ空間的解像度を飛躍的に高めることができた。従って、この手法によって、市町村での地震対策に極めて有用な情報を与えることが期待できる。

一方、得られた地盤分類ごとの増幅度は、他の研究結果とほぼ一致する場合が多いものの、中には大きな値のものもあり、全国同一の基準で見た地盤の増幅度の精度に関しては更なる検討が必要である。その際には、最近のK-NET、消防庁震度情報ネットワーク $ ^{15} $ 等の地震観測の整備・充実を踏まえ、実際の地震観測データに基づいた検証を行なうことが重要である。

## 謝 辞

本研究を行なうに当たり、防災科学技術研究所K-NET観測点の地盤情報を使用させて頂きました。また、震度情報ネットワーク観測点のボーリングデータは、消防庁震災対策室が各都道府県防災担当者に依頼して収集したものです。ここに関係者の方々に深甚の謝意を表します。また、膨大な量のボーリングデータの数値化、土地条件図分類との対応把握、震度観測点の位置確認等極めて煩雑な作業を億むことなく行なっていただきました。吉田（現、南）和世嬢に心から感謝致します。

## 参考文献

1）座間 信作、細川 直史：簡易型地震被害想定システムの開発，消防研究所報，No82, pp.26-33 (1996)

2）座間 信作、遠藤 真、細川 直史、畑山健：簡易型地震被害想定システムの改良，消防研究所報告，No90, pp.1-10 (2000)

3）川崎市：川崎市地震被害想定調査報告書(1983)

4）橫須賀市：橫須賀市地震被害想定調查報告書(1993)

5）消防科学総合センター：地震被害予測システムに関する検討調査報告書（1997）

6) Midorikawa, S.: Preliminary analysis for attenuation of peak ground velocity on stiff site, Proc. Int. Work. on Strong Motion Data, 2, pp. 39-48 (1993)

7）例えば，宇津徳治 総編集：地震の事典，朝倉書店（1987）

8）松岡昌志、翠川三郎：国土数値情報を利用した地盤の平均S波速度の推定、日本建築学会構造系論文報告集，443, pp. 65-71, 1993

9）国土庁計画・調整局、建設省国土地理院編：国土数値情報（改訂版）（1992）

10) 大矢雅彦・他：地形分類図の読み方・作り方，古今書院（1998）

11）防災科學技術研究所：http://www.k-net.bosai.go.jp/

12) 太田 裕、後藤典敏：S波速度を他の土質的諸指標から推定する試み，物理探鉱，29, pp. 31-41 (1976)

13）西阪理永・他：国土数値情報を活用した地盤増幅度と地震動の予測，第2回都市直下地震災害総合シンポジウム論文集，pp.341-344(1997)

14）大西淳一、山崎文雄、若松加寿江：気象庁地震記録に基づく地盤増幅度と地形分類との関
係，第10回日本地震工学シンポジウム，pp.909-914（1998）

15）長尾一郎：震度情報ネットワークの整備，日本地震学会ニュースレター，10-3，pp. 16-17 (1998)
# Soil Amplification Factors Based on Land Condition Map

(Abstract)

Shinsaku Zama, Makoto Endo, and Masafumi Hosokawa

(Received July 13, 2001)

Toward simple constructing an earthquake damage estimation system for municipality, we have made a study on the utilization of the Land Condition Map in estimating seismic ground motion.

S-wave velocity of soil as a function of N-value and depth was obtained using S-wave velocity and borehole data at K-NET observation sites. Applying this velocity model to more than 3000 borehole data collected from municipalities in all over the country gave averaged S-wave velocities down to 30m in depth, which were correlated with soil conditions such as delta, fan, plateau, and so on.

Amplification factors of soil in Yokosuka City, which were estimated from averaged S-wave velocities, were given to estimate the ground motion for the Tokai earthquake in detail. Seismic intensity distribution pattern well coincided with results obtained by another methods, and gave the higher spatial resolution. This means that soil amplification factors based on Land Condition Map is useful for preparedness and emergency response for large earthquakes in municipalities.
# 局所的な応力変動から見た一面せん断試験機中のすべり面の形成について

新井場 公徳

(平成13年7月17日受理)

斜面崩壊時の前兆的変位の物理的な解明を目的として、一面せん断試験機中の底板に作用する応力を5箇所で測定し、すべり面の形成過程について検討した。その結果、以下の知見を得た。

(1) すべり面の方向は最大せん断応力面の方向と一致した。

(2) 水平面上のせん断応力が順に極大値を示した後に減少する挙動が見られた。すべり面の拡大を示すと考えられる。

(3) すべり面が拡大する条件に、局所的な体積歪みが関係していることを示唆する観測事実を得た。

(4) (3)に基づけば、斜面崩壊の前兆的変位量が土塊規模と正の相関を持つことについて、変位はせん断歪みと体積歪みの2者によって生じると考えることにより、説明が可能である。

### 1. はじめに

ある大きさの土塊が一体として運動する斜面崩壊において、破局的な高速運動が始まる前に、継続的な変位が観察されることがある。この前兆的変位の経時変化を用いて崩壊の発生時間を予測する試みは、育藤・上沢の研究 $ ^{1} $ 以来数多くなされてきた $ ^{2} $ 。これらの手法は、測定された変位曲線の表現方法に主たる着目点があり、その変位曲線の物理的な意味については明らかになっていない。

一方、土質試験機中の土のせん断クリープ挙動については、さまざまな研究がなされているが、実験室で再現されるクリープ曲線の時定数は、現位置計測によって得られる変位曲線の時定数とはオーダーが異なることが多い。さらに、斜面崩壊の前兆的変位の継続時間や量は移動土塊の規模や形状に依存する $ ^{3)} $ など、室内せん断試験によって得られている知見からは説明が困難な事実が多い。これらのことから、正確な斜面崩壊時間の予測を行うためには、前兆現象の物理的解明が必要である。本研究では室内土質試験機の一種である一面せん断試験機を用い、せん断に伴う供試体内部の微視的な応力変化を測定することによって、室内試験機規模のすべり面の形成過程について検討を行った。

### 2. 実験の方法

### 2.1 試験機の構造

一面せん断試験機は、明瞭なすべり面を形成することができることから、斜面崩壊等の、連続し
Fig.1 Schematic structure of the direct shear apparatus and arrangement of stress measuring equipment on the bottom of shear box.

たすべり面が形成されて大きな変位を生じる地盤破壊現象を研究するうえで、有用である。一方、水平面に作用する垂直応力とせん断応力のみしか測定できないため、供試体の受けている応力状態が決定できないという欠点がある。そのため破壊現象の詳細な検討には用いられてこなかった。本研究ではこの欠点を補うために、供試体底部の応力分布を直接計測し、せん断の進行に伴う供試体内部応力の変化を観察した。

用いた試験機は、一辺400mmの正方形のせん断面を持つ一面せん断試験機である。Fig.1(a)にせん断箱周辺の模式断面図を示す。せん断箱の底盤は中心のピストンを介して鉛直荷重制御用モーターに接続される。せん断箱の側壁は下部と上部に分離している。下部は不動で、上下する底盤との間はテフロン板によって摩擦を減じてある。天板と上部側壁は接続され、これを水平方向へピストンで押すことにより、供試体上部（天板と上部側壁によって囲われる）を供試体下部（底盤と下部側壁によって囲われる）に対して変位させる。なお、一般的に用いられる一面せん断試験機は、直径60mm厚さ20mm程度のものが多い。本研究で用いた試験機はせん断面積が大きいため、せん断箱上部や底盤が傾くのを防ぐため、天板を緩みの小さなガイドローラーで、底盤を補助ピストンでそれぞれ拘束する構造となっている。

天板を外した状態で供試体をせん断箱の中に入れ、その後、天板をかぶせて上部側壁と接続する。下のモーターから所定の荷重を与え、供試体の圧密を行う。圧密が終了した段階でせん断箱天板の高さを調節し、せん断箱側壁の上部と下部の間に0.2mmの隙間をあける。この部分でせん断箱上下間の荷重の伝達がないようにするためである。その後、再度所定の鉛直荷重を載荷し、続いて水平方向へ上部せん断箱を滑動させて、下部せん断箱との間で強制的にすべりを生じさせる。供試体に作用する2方向の荷重（鉛直方向と水平方向）を測定し、面積（160000mm²）で除することにより、水平面に対する平均的な垂直応力とせん断応力を得る。また、それぞれのピストンの変位量を測定することによって、供試体のせん断変位と鉛直変位（体積変化）を得る。

### 2.2 内部応力の測定法

一般的な土質強度試験にあっては上記の2つの平均的応力を用いて解析を行うが、本研究においては、せん断に伴う供試体内部の局所的応力変化を測定するために、底盤の6箇所に3方向にむけた土圧計を取り付けた（Fig.1(b)）。土圧計の向きは鉛直と、鉛直からせん断方向に±45°傾いた方向である。鉛直方向は土圧計を直接埋設し、傾いた方向については、断面が直角二等辺三角形の鉄製の取り付け治具を底盤に接着し、その上に土圧計を貼りつけた。
Fig.2 Mohr's stress circle obtained by measured stresses.

Fig.2は、上述の3方向の土圧計出力から得られるモールの応力円である。本論文では、水平面をV面、Fig.1(a)の断面において時計回りをプラスとして+45°傾いた面をA面、-45°傾いた面をB面とする。各面に面した土圧計の出力値は、応力円上の3点V、A、Bのσ座標値（$\sigma_{v}$、$\sigma_{a}$、$\sigma_{b}$）であり、また幾何学的関係から、V点と円の中心を結ぶ線分は線分ABと直交する。これらの条件から応力円が決定される。

Fig.2に示したT点は、最大せん断応力が発揮される面（以下T面）上の応力状態を示す点である。また、原点を通る接線と応力円の接点であるM点は、応力比τ/σが最大となる面（以下M面）上の応力状態を表す点である。これら2つの面につ

Table 1 Test conditions

Test No.	$ \sigma $ , during consolidation (kPa)	$ \sigma $ , during shearing (kPa)	Void ratio* after consolidation
1	98	98	0.853
2	98	98	0.854
3	196	98	0.845
4	294	98	0.843
5	392	98	0.839
6	490	98	0.834
7	196	196	0.826
8	196	196	0.824
9	196	196	0.841
10	392	196	0.835
11	392	196	0.832
12	490	196	0.826

$ ^{*} $ Void ratio = volume of void / volume of solid

いては、４章で検討を行う $ ^{*} $ 。

### 2.3 実験条件

本研究では、土の中に生じるすべり面の基本的な性質を把握することを目的として、標準砂質土として用いられる豊浦砂を供試体とした。供試体は、気乾状態で空中落下によって作成したゆる詰めの状態から、所定の鉛直力を静的に載荷することによって作成した。全ての実験において毎分2mmの定速せん断試験とした。圧密時及びせん断時の垂直応力とせん断直前の供試体の間隙比**をTable 1にまとめた。供試体の厚さについては、すべり面近傍で応力測定を行うために、底盤から試験機の規定するすべり面までの距離が約50mmとなるように供試体を作成した。
### 3. 実験結果

### 3.1 平均的なせん断挙動

Fig.3は水平・鉛直載荷荷重比と体積の、せん断に伴う変化の例である。(a)は初期間隙比が大きな（緩い）場合、(b)は初期間隙比が小さな（密な）場合である。荷重比のピーク値をみると、標準的な豊浦砂の一面せん断試験結果と同等である。また、ピークが発現するせん断変位は全ての試験で約30mm付近である。一般的な試験機を用いた結果では約5mmであるが、供試体厚さやせん断面長さが約5～6倍あることを考えると、妥当値である。

体積変化について $ ^{*} $ は、初期間隙比が大きな場合

(b)

Fig.3 Two examples of test results. (a) Test result of loose specimen. (b) Test result of dense specimen.

はせん断に伴って単調に収縮し(a)、小さな場合はせん断初期に収縮するものの、その後膨張する(b)。これは砂質土のせん断試験で一般的に見られる現象である。ある鉛直応力下で一面せん断強度を発揮するには、ある間隙比になる事が必要であり、初期間隙比がそれよりも大きな場合には収縮し、小さな場合には膨張する。

### 3.2 供試体内部応力の測定精度について

本研究期間において、計測器の不調から、Pos1におけるデータが得られておらず、以下の記述ではPos2からPos6におけるデータを用いる。

弾性率等の変形特性が異なる土圧計が供試体中に存在すると応力・歪み場が乱されるため、応力の測定には原理的な困難がある。土圧計の設計にあたってはその影響を最小限にするべく配慮が払われているが $ ^{7} $ 、本研究においては鉄製治具を用いて土圧計を設置しており、治具に対する応力集中が生じる可能性がある。

Fig.4は、圧密終了時の5測定個所の土圧計出力を、成分毎に平均と標準偏差を求めたものである。$\sigma_{v}$成分の図には、鉛直荷重をせん断面積で除した平均的な垂直応力（Test 1～6については98(kPa)、Test 7～12については196(kPa)）を横線で示した。5箇所の平均値は全ての実験で平均的垂直応力よりも大きい。計器に対する応力集中によるものと考えられ、その大きさは過圧密比**と正の相関が見られる。圧密後にせん断時の垂直応力まで減圧する際に、底面付近では応力が残留しやすいことを反映したものと考えられる。減圧を行わない実験（Test 1,2,7,8,9）では、平均的垂直応力よりも約10%大きい。$\sigma_{a}$、$\sigma_{b}$については比較する値がないため不明であるが、同程度の応力集中が発生しているものと考えられる。これらのことから、応力の測定値については、絶対値は実際の値よりもやや大きく出ている。以降の議論においては、絶対値の大きさについては議論を行わず、その変化
Fig.4 Average and standard deviation of measured values of earth pressure cells before shearing.

の様子や相対的な大きさについて検討を行う。

標準偏差で表現した測定個所によるばらつきは、供試体作成時の不均質に起因すると考えられる。完全に均質な供試体であれば、供試体はせん断中も完全に均質に変形する可能性がある。しかし現実には均質な供試体はほとんどありえず、初期の不均質性に起因した変形の不均質性は、土質工学における本質的な問題である。本研究で検討するのは、すべり面がある場所から発生して拡大する、一種の不均質な変形過程である。

### 3.3 応力測定の結果

Fig.5は、Test 7のせん断中の各土圧計の出力を成分毎にまとめたものである。$\sigma_{v}$についてみると、せん断直後から測定位置によって挙動が異なる。鉛直加重が一定に保たれている条件下で、局所的な変形が発生している事を示している。その後、垂直・水平载荷重比がピークを示すせん断変位30mm付近から測定個所によるばらつきが小さく

Fig.5 An example of measured values of earth pressure cells.

なっている。せん断面によって完全に分離された供試体上部と下部が、内部に大きな変形を生じることなく相対運動を行っているものと見られる。

$ \sigma_{a} $ はせん断に伴って増加する。せん断荷重の載荷に伴って、最大主応力軸が十の方向に回転することを示している。一方 $ \sigma_{b} $ はせん断初期に僅かに減少するものの変化が小さい。せん断に伴ってモールの応力円が回転するだけでなく、応力円が大きくなっている事を示している。

なお、3成分全てにおいて、Pos6の出力は他の測定点に比べて著しく異なった挙動を示している。これは、せん断箱端部の影響がでいるものと考えられる。せん断箱端部では、せん断箱が供試体と物性が異なることと、せん断箱と供試体との間に（理想的には0である）摩擦が発生してしまうことから、供試体内部の応力場が乱される可能性がある。
Fig.6 Inclination of two planes on which sliding surface can be developed.

(a) Plane of the maximum $ \tau / \sigma $

(b) Plane of the maximum $ \tau $

### 4. 考察

### 4.1 すべり面の方向について

Fig.6は、代表的な実験結果をもとに計算した、すべり面となりうる2つの面（(a)M面、(b)T面）の方向が、せん断に伴ってどう変化したかを示したものである。M面は多くの計測位置において、水平から傾いていることを示す大きな値で推移している。このような方向では継続的な相対変位が不可能であり、この面にすべり面が生じているとは考えられない。

一方、T面は水平を示す0°に近い値で推移している。また、測定位置による差異をみると、Pos2から6に向かって大きくなる傾向が見られる。これについて、Fig.7のような、すべり面が供試体中央部ではある厚さのゾーンを形成し、ゾーンの

Fig.7 A model for explaining the distribution of inclination of T plane in Fig. 4(b).

下部の傾きが測定されているという解釈が可能である。以上のことから、すべり面の方向はT面の方向と一致すると言える。

粘性土の一面せん断過程を目視観察した岸本の研究 $ ^{8} $ では、すべり面に斜行する微視的破壊面の形成の後に、その破壊面をつなぐ形で巨視的なすべり面が形成されているとされている。本研究の結果、巨視的すべり面の形成にあたってはT面が利用されると考えることができる。

### 4.2 すべり面の形成過程の検討

すべり面の下面形状については、Fig.7の通りの形状が推察されるが、試験機によって規定されるすべり面は水平面である。本節では、水平面上のせん断応力（τvh*）の変化に着目して、連続するすべり面の形成過程を検討する。

Fig.8は、各観測点におけるτ_{vh}のせん断に伴う変化である。せん断変位約8mmまでの初期には、端部のPos6を除いて均質に変化している。供試体全体が均質なせん断変形をしていることを表している。その後、せん断変位約8mmを過ぎてからPos2からPos5の順に極大値をとり、以降は減少に移行している。局所的な変形が始まり、せん断力を支持する部分が順に減少している事を示している。このような応力降下と、その発生位置の移動は、大村・土屋 $ ^{9} $ がモデルを提唱したせん断応力の降下をともなうすべり面の拡大過程を、直接に観察したものであると考える。

せん断変位約22mmでPos5における値が減少に転じ、対照的に初期に応力が降下したPos2やそれ
Fig.8 Measured shear stresses on the horizontal plane.

まで増加が緩やかであったPos6で増加している。その時点で比較的せん断応力が小さい部分に、力のバランスを保つように再配分されている。それに伴って $ \tau_{vh} $ の測定位置による差異が小さくなる傾向を示している（Pos6を除く）。すべり面が形成され、比較的均質な変形状態へ戻ったことを反映したものと考える。

### 4.3 すべり面の拡大条件の検討

4.1で述べたように、せん断破壊条件の最大せん断応力説*から導かれるT面に、すべり面が形成されていることが示された。一方、Fig.8における $ \tau_{vh} $ の極大値は測定位置によって異なり、最大せん断応力説が言うところの材料定数とは言えない。本節ではこの点について検討を行う。

Fig.9はτvhをσmean**で除したものである。Pos6以外について見ると、すべり面が形成されていると考えられる8～30mmの間の最大値は比較的まとまった値である。また、Pos2で一度落ち込みがある他は、このせん断変位の区間で、一定の

Fig.9 $ \tau_{vh} / \sigma_{mean} $ which is considered to relate to the criterion for formation of sliding surface.

レベルを保っている。このことから、すべり面の拡大条件と $ \sigma_{mean} $ の間に関係があると推論できる。

豊浦砂は均質な粒径を持つ角の取れケイ砂であり、今回の応力範囲では、せん断によって粒子破碎は殆ど生じない。一面せん断試験機中では、せん断変形については塑性変形を生じているが、体積変化については弾性変形の範囲であると推定できる。その場合、弾性論に基づいて$\sigma_{mean}$は体積歪みに比例する。豊浦砂のような粒状体は間隙比が変形を強く支配する。間隙比は体積歪みに比例する。よって、$\sigma_{mean}$は間隙比に比例し、前段で述べたことは、すべり面の拡大条件は間隙比と関係がある、と言うことができる。

Pos2～5の4つの測定点ごとに計算された $ \tau_{vh}/\sigma_{mean} $ の、せん断変位が0～30mmの領域における最大値を抽出し、4点について平均したものと最大・最小値を、12回の実験について求めた。これらの値をせん断直前の間隙比に対して図示したものがFig.10である。最大・最小値の幅はかなり大
きいが、平均値は、初期間隙比によらずほぼ一定の値に収まっていると言える。

以上のことから、すべり面の拡大条件は、すべり面上のせん断応力が、局所的な間隙比によって決定される値になったときに生じると推論する。

4.4 実際の地すべり・斜面崩壊との関連について

地すべりの移動初期の変形や斜面崩壊の前兆現象は、その上を土塊が移動可能な、連続するすべり面が形成される過程であると考えられる $ ^{10} $ 。本研究では400mm規模のすべり面の形成条件に、局所的な体積歪みが関連していることが推論された。このことに基づけば、これまで純粋なせん断破壊と考えた場合に説明が困難であった、「前兆的変位の量と継続時間は土塊の全長と正の相関がある」という経験的事実 $ ^{11} $ を説明することができる。

現位置における土塊の変位計測は伸縮計によることが多い。伸縮計は地表に打ち込んだ2本の杭間の一次元相対変位を測定する。実際には、斜面に亀裂が生じることによって崩壊が疑われる事が多く、崩壊前の土塊変位として測定されているものの多くは、生じた亀裂をまたいで設置された伸

Fig.10 Relation between the initial void ratio and average over four points (Pos 2-5) of the maximum values of $ \tau_{vh}/\sigma_{mean} $ during shear displacement between 0 to 30 mm.

縮計の出力であることが多い。計測されている段階ですでに変形は10m（伸縮計の標準的スパン）以下の幅に局所化されており、その幅は斜面長とはほとんど関係なく上限があるという経験的知見がある $ ^{12} $ 。そのため、数mに及ぶ前兆的変位をせん断歪みで表現した場合、その量は室内実験で得られる破壊条件よりも大きくなる事例が多い。さらに斜面下の土は亀裂を生じる前に傾斜に応じて変形しており、その分の歪みも考慮しなければならない。現位置計測によって得られている変位量はせん断歪みのみによるもの、という説明は困難である。

一方、前節の検討結果から、境界条件から規定される連続したすべり面が順次拡大するときには、その方向の変位を可能とすることに見合った体積歪みが必要となる、と言える。この考え方を用いれば、体積圧縮歪みが地表面に変位として現れるときに、すべり面が長いほど変位量としては大きくなることから、上で述べた観測事実を定性的に説明することができる。

ただし、実際の斜面崩壊における境界条件と一面せん断試験機における境界条件は異なるため、本研究において見られたような挙動が実際の斜面で生じているかという疑問点が残る。今後、異なった条件の土質試験や現位置計測、数値計算等によって検討を加えることが必要であると考える。

### 4. 結論

一面せん断試験機中の底盤に作用する応力を5箇所で測定し、その変化の様子からすべり面の形成過程について検討した。その結果以下の知見を得た。

(1) 試験機によって規定されるすべり面の方向と供試体中の最大せん断応力面の方向がほぼ一致した。

(2) 水平面上のせん断応力が、局所的に極大値を示して順に減少していく様子が見られた。すべり面が拡大していく過程を表しているものと考えられる。

(3) 水平面上のせん断応力の極大値は一定ではな
かったが、せん断応力を平均応力で除したものは、比較的まとまった極大値を示した。このことから、すべり面が形成される条件として局所的な体積歪みが関与している可能性があると推論した。

(4) (3)の推論をもとに、これまで説明の困難であった、斜面崩壊の前兆的変位量が土塊規模と正の相関を有するという観測事実について、崩壊前の変位量を全てせん断歪みの結果と考えるのではなく、斜面長方向の圧縮歪みに費やされる変位もあるとして説明が可能である。

## 引用文献

1）斉藤迪孝・上沢弘：土のクリープ破壊に関する実験研究、鉄道技術研究報告、No.128、pp.1-9（1960）

2) Vernes, D. J.: Time-Deformation Relations in Creep to Failure of Earth Materials, Proc. 7th South Asian Geotechnical Conf., pp. 107-130 (1982)

3) Hayashi, S.: Forecasting Occurrence time of Slope Failure, Proc. 11th ISL (1991)

4）松岡元：3 主応力下の土の応力～ひずみ関係について、京都大学防災研究所年報第16号B、pp.711-733（1973）

5）落合英俊：直接せん断試験における砂の挙動、Soils and Foundations, Vol.15, No.4, pp.93-100 (1975)

6) Vermeer, P. A.: The orientation of shear bands in biaxial tests, Geotechnique, Vol. 40, No. 2, pp. 223-236 (1990)

7）針生幸治：土圧測定における誤差と補正法、土と基礎、Vol.32、No.6、pp.41-48（1984）

8）岸本良次郎：土の一面剪断試験により作られた剪断層の構造、地すべり、第31巻、第1号、pp.10-20（1994）

9）大村寛・土屋智：すべり面拡大モデルによるクリープ現象の解析、地すべり、第25巻、第1号、pp.1-6（1988）

10) Suemine, A.: Observational Study on Landslide

Mechanism in the Area of Crystalline Schist (Part 1) - An Example of Propagation of Rankine State-, Bull. of DPRI, Kyoto University, Vol. 33, Part 3, No. 299, pp. 105-127 (1983)

11）丸山清輝・小嶋伸一：移動観測による地すべり斜面の管理基準値、地すべり、第31巻、第1号、pp.45-51（1994）

12）斉藤迪孝：斜面崩壊予測のためのクリープ曲線の適用について-崩壊予測の批判に答えて、地すべり、第24巻、第1号、pp.30-38（1987）
# Study of formation process of continual sliding surface in direct shear apparatus on the basis of local stress variation

(Abstract)

Kiminori Araiba

(Recieved July 17, 2001)

To clarify the physical mechanism during deformation of slope preceding to failure, stress in a direct shear apparatus was measured at five points on the bottom of shear box. Test results were discussed from the view point of formation process of the continual sliding surface and revealed following results:

(1) The sliding surface was formed on the plane of the maximum shear stress.

(2) Local shear stresses dropped one by one after they reached peak values.

(3) Enlargement condition of the sliding surface seems to be related to the local volumetric strain.

(4) The positive correlation between the magnitude of landslide mass and the amount of displacement preceding to failure can be explained as that the displacement consists of not only shear strain in the sliding zone but also the volumetric strain there.
# ヒドロキシルアミン水溶液の分解に関する危険性評価

岩田 雄策，古積 博，山田 實，長谷川 和俊，細谷 文夫 $ ^{*} $

(平成13年7月27日受理)

ヒドロキシルアミン（HA）水溶液の分解による危険性を評価するために、熱分析試験、小型密閉式圧力容器試験（MCPVT）、圧力容器試験（PVT）及び鉄管試験を行った。示差熱分析（DTA）を使用した熱分析試験によって、発熱開始温度及び反応熱を測定し、HA水溶液の熱特性について検討した。金メッキ処理をしていないステンレス鋼製試料容器及び金メッキ処理をしたステンレス鋼製試料容器を使用して、試料容器の材質によるHA水溶液の熱分解に対する影響を調べた。MCPVT、PVT及び鉄管試験によって、HA水溶液の熱分解の激しさについて検討した。

DTAによる熱分析試験の結果から、金メッキ処理をしていないステンレス鋼製試料容器を使用して得られた発熱開始温度は、金メッキを施したステンレス鋼製試料容器を使用して得られた値より、70℃以上低いことが判った。発熱開始温度は、試料容器の材質に依存したが、反応熱は試料容器の材質には依存しなかった。HA水溶液においてHAの熱分解反応は、ステンレス鋼表面の触媒作用によって促進されることが判った。

MCPVTの結果から、HA濃度の増大と共にHA水溶液の熱分解の激しさが増加し、HA濃度が80%を超えると、分解の激しさが急激に増すことが判った。

PVTの結果から、HA70%水溶液は、激しく分解し危険性が大きいことが判った。

また、鉄管試験の結果から、HA 85%水溶液は雷管のみの衝撃によっても容易に爆ごうすることが判った。

### 1. はじめに

2000年6月に群馬県のヒドロキシルアミン（HA）を製造する化学工場において、爆発火災が発生した $ ^{1)} $ 。また、米国ペンシルバニア州でも1999年2月にHAの製造工場において爆発火災事故が発生した。HAは半導体製造産業及び化学工業で広く使用され、その需要が近年伸びてきた化学物質である。HAの分解による爆発が、熱、金属イオンの混入等によって起こることが知られている $ ^{2)} $ 。HAの火災・爆発の危険性はHAの分解によるものである。HAの爆発に関する研究として、HA溶液の減圧蒸留中に発生したHAの爆発を調べた研究がある $ ^{3)} $ 。最近では、HA水溶液に対する熱分析による測定結
果が報告された $ ^{1.4)} $ 。また、HA50%水溶液を試料として、断熱条件下における発熱開始温度及び活性化工ネルギー等が測定された $ ^{5.6)} $ 。しかし、HA水溶液を安全に取り扱うために、HA水溶液について熱安定性等の熱特性及び分解の激しさに関する情報が十分ではないと考えられる。

本報告では、HA水溶液の分解反応について調べ、分解による危険性を検討するために、示差熱分析（DTA）及び断熱式熱量計（ARC）による熱分析試験、小型密閉式圧力容器試験（MCPVT）、圧力容器試験（PVT）及び鉄管試験を行った。

DTAによって、HA濃度を変えて発熱開始温度及び反応熱を測定し、HA水溶液の熱安定性等の熱特性を検討した。また、HA水溶液の熱分解に対する試料容器の材質の影響を新旧2種類のステンレス鋼試料容器及び金メッキを施したステンレス鋼製試料容器を使用して調べた。ARCによって、熱分解の活性化工ネルギーを測定し、チタン製試料容器の熱分解に対する影響を調べた。

MCPVT及びPVTによって、HA水溶液が熱分解した場合の激しさについて検討した。さらに鉄管試験によって、爆ごうの起爆性及び伝爆性について検討した。ここで伝爆性とは爆ごうが伝播する性質のことをいう。

HA水溶液の分解反応は鉄等の金属イオンによって促進される。金属イオンによるHA水溶液の分解反応については他で報告した $ ^{7)} $ 。

### 2. 事故の概要

### 2.1 ヒドロキシルアミンとその製造工場の概要

HAは、化学式 $ NH_{2}OH $ で表わす化合物で、常温で無色透明の針状結晶の固体である。HAの比重は1.20で、その融点は33℃である。また、HA50%水溶液は、無色透明の液体で、その比重は1.12である。

爆発火災を起こした群馬県のHA製造工場では硫黄、苛性ソーダ等を原料とした製造工程から蒸留工程を経て、HA50%水溶液を製造していた。爆発が生じた再蒸留塔は、HA85%水溶液を蒸留母液として、粗HA50%水溶液から鉄等の金属イオンを除去して高純度のHA50%水溶液を製造するための施設であった。

### 2.2 爆発被害等の状況

爆発火災を起こした群馬県のHA製造工場周辺においては、住宅の窓ガラスが割れる等の被害が工場を中心に半径約1,500mの範囲に及んだ。HA85%水溶液の入ったタンク及び配管が爆発して粉砕し、他のタンク等の構造物に貫通孔を多数生じさせたことから、タンク中またはタンクに接続した配管中のHA85%水溶液が爆ごうを起こしたものと考えられた。当時、タンク及び配管中には750－800LのHA85%水溶液が存在した。爆発の原因として、HA85%水溶液へ鉄イオン等が混入し、両者間で反応を起こしたと推測される $ ^{1} $ 。

### 2.3 爆発物量の推定

爆心から破損した窓ガラスまでの距離を基に、爆発力を計算した。窓ガラスの破損した場所のうち爆心から最も離れた位置までの距離は、500—630mであった。また、窓ガラスが破損する爆風圧ΔPを約0.01kgf/cm²と仮定し $ ^{8.9} $ 、次式から、トリニトロトルエン（TNT）に換算した爆発物量(W)を求めた $ ^{8} $ 。

$$ \mathrm{W}=\left(\mathrm{R}/2.7944\times\Delta\mathrm{P}^{-0.71448}\right)^{3} $$

$$ R\quad:\quad 爆心から破損物までの距離 (m) $$

$$ \Delta P\quad:\mathrm{ 爆風压 }\left(\mathrm{kgf/cm^{2}}\right) $$

$$ \begin{aligned}&W\quad&: トリニトロトルエン \quad(TNT)\quad に換算し \\&& た爆発物量 \quad(kg)\end{aligned} $$

ここでR=500-630mとすると、296-593kgのTNT量に相当する爆ごうが起こったものと推算した $ ^{1)} $ 。

### 3. 実験

HA水溶液の分解反応について調べるために、以下の5種類の実験を行った。

(1)示差熱分析（DTA, Differential Thermal Analysis）を使用した熱分析

(2)断熱式熱量計（ARC, Accelerating Rate Calorimeter）を用いた実験

(3)小型密閉式压力容器試驗（MCPVT, Mini Closed Pressure Vessel Test）