水位急降下時のフィルダムの安定性に関する研究

愛知工業大学研究報告 第37号B 平成 14年 115

水位急降下時のフィルダムの安定性に関する研究

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大 森 康 次 ¥ 奥 村 哲 夫

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木村勝行tt 成田国朝十t 大根義男tt

Koji OMORI， Tetsuo OKUMURA， Kunitomo NARITA， Katsuyuki KIMURA， Yoshio OHNE

Abstract Fill-type dams for power generation and irrigation purposes have often experienced severe damag巴sof slope failure due to a rapid draw-down of the reservoir water in seasons of full operation. This paper conc巴rnsseepage flow behavior in earth slopes and distribution of pore water pressure in the dam body and th巴irinfluence on slope instabi lity雪dueto a rapid draw-down of the

reservoir water. Centrifuge mod巴1tests were carri巴dout on several model earth fills to discuss and

propos巴anappropriate procedure of stability evaluation of slopes. The t巴stresults and stability analysis show巳dthat the residual pore water pressure generated in the dam body due to a rapid-draw down of the reservoir water has a serious influ巴nceon slope stability. 1 はじめに 発電や潅j慨を目的としたフィルタイプのダムでは，短 期間の放水により貯水位が急激に降下するときがある. このとき，貯水位の降下速度と堤体内間隙水の排水速度 の相対関係により，堤体内間隙水の排水が遅ければ，堤 体内には多量の間隙水圧が残留することになる.この残 留間隙水圧は，土の有効応力を減じ，せん断抵抗力を低 下させるとともに3 貯水位の降下によって堤体内の水頭 値分布が急激に変化するから浸透は貯水位側に向かつて 起こり，透水力が堤体内斜め下方向に働くようになるの で滑動力が増し，最終的に上流側法面破壊などの被害が 発生する恐れがある この貯水位の急降下に伴う堤体内 の浸透挙動や間隙水圧の挙動を把握することは，夕、ムを より安全な構造物として設計する上で極めて重要なこと と考えられる 本研究は，水位急降下に伴う堤体内の浸透挙動，間隙 水圧挙動および破壊挙動を遠心模型実験で再現し，盛土 斜 面 の 安 定 性 を 検 証 す る と と も に ， こ の よ う な 現 象 を FEM浸透解析で定量的に評価するために必要となる不 飽和土の浸透特性を遠心力作用下で把握することを目的 愛知工業大学大学院建設システム工学専攻 什 愛 知 工 業 大 学 土 木 工 学 科 ( 豊 田 市 ) としている.具体的には以下の項目に的を絞って研究を 進めた ( 1) 遠心模型実験による水位急降下時の堤体内の浸透 現象の再現および残留間隙水圧挙動の評価 (2) 水位急降下に伴うフィルダム堤体の破壊挙動の解 明 (3) 遠心法による不飽和土の浸透特性の把握および信 頼性の評価 2水位急降下実験 実験装置の概略を図-1に示す目内寸法W460XD200 XH460 のアノレミ製土槽コンテナ内に間隙水圧計②~@ および堤体下流側に鉛直ドレーン(珪砂3号)を埋設し ながら 10層に分けて均一に締固めた後，高さ 250mmの 堤体模型を法面が対数らせん状となるように掘削して作 製し，法先に貯水位の変化を測定するための水圧計①を 設置した. 実験は，堤体底面に対して 30Gの遠心加速度を与え (これにより実物換算で7.5mの堤体に相当)，白標水位 210mm (実物換算で6.3m)一定になるまで、貯水し，堤 体内浸透流が概略定常浸透状態となったのを確認した後， 貯水位を急降下させて堤体内の間隙水圧の経時変化を測 定する目同時に，遠心載荷実験装置外に取り付けられた

1

1

6

愛知工業大学研究報告，第37号B，平成14年， Vo1.37 -B， Mar.2002 CCDカメラにより，土槽前面のアクリノレ板を通して実験 中の模型堤体を観察した.表 1に実験条件を示す.ま た3 実験に用いた試料の物理・力学的性質を表-2に示 す ポンプによる汲上げ給水亡今 水槽

。

。 叩 一 [

。

。

設定水位210mm 313 (0 :間際水圧計) 刊 n 1 + し m ) m U ( 円 U つ ム 図 -1 水位急降下実験装置の概略 表 -1 実験条件 CASE1 CASE2 CASE ー ー ー 再 ー ー -r-ー ー ー ー ー ー ー ー 』 ・ ・ ー 『 ・ ー 』 ー ー ー -- 回 目 (a) : (b) (c) 破壊実験 試 料 試料A 試 料B 斜面勾配 1:1.2 1:0.8 貯水位 遠心場(8) 28 52 174 27 降下時間 _実物換算(h) 7.0 : 13.0 : 43.5 6.75 表-2 試料土の物理・力学的性質 一 - - - ー 試 料

A

I

試料

B

土質名称 シルトまじり砂 最大半立径 (mm) 2.0 土粒子密度 (g/cm3) 2.636 2.545 最大乾燥密度 (g/cm3) 1.842 1.819 最適含水比 (%) 13.0 13.6 締固め度 (%) 92 85 締固め乾燥密度 (g/cm3) 1.695 1.546 初期含水比 (%) 13.0 6.0 飽和透水係数 (cm/s) 1.63 X 10'3 5.85X 10'3 3.不飽和土の浸透特性に関する遠心実験 実験装置の概略を図-2に示す なお，試料は豊浦砂 (ρs=2.641g/cm3)を用いた供試体モーノレド (φ150， h266mm)は厚さ 25mmの硬質ナイロン製であり3アル ミ容器 (570

x

440， h140mm)の上部に設置している. サクションおよび体積含水率を測定するためのテンシオ メ ー タ ー お よ び ADR (Amplitude Domain Reflectometry)はモールド側面に中心間隔80mmで， それぞれ 3本固定されている冒ここで，測定位置につい ては供試体表面に近い方から位置 (A)， (B)， (C)とし た.また，モールド底面には土粒子の流出を防ぐための ボーラス板(ゆ150，t6mm)が設置しである.{共試体(ゆ 150， h260mm)はADRおよびテンシオメーターをモー ルド側面に固定し，脱気水を満たした状態のモールド内 に飽和状態の豊浦砂を乾燥密度ρ F1.50g/cm3となるよ うに水中落下させて作成した 供試体(φ 150，h260mm) 図

-2

不飽和土の浸透特性実験装置の概略 実験は1G場で重力による排水を行った後，実験装置 底面に対してnGの遠心加速度を与え，所定の加速度で 排水がほぼ終了した後，徐々に加速度を上げる方法を採 用した.本実験における実験装置底面に対して与えた遠 心加速度は 5~50G である. 4.結果と考察 4. 1 水位急降下実験 4. 1. 1水位急降下に伴う堤体内の浸透挙動 水位急降下時の堤体内の浸透状況を把握するために， CASEl (a)の結果をもとに描いた水位降下開始直前， 水位 112時，および水位降下終了時の 3つの状態におけ るフローネットを図 3に示す 満水位からの水位降下 により図 (a)のような定常的な浸透状態から図 (b)，(c) のような非定常的な浸透状態に移り変わり，この状態で

水位急降下時のフィルダムの安定性に関する研究 117 は貯水位側への浸透が発生しており，堤体内斜め下方向 に透水力が作用していることが分かる また，水位降下 とともに貯水位と堤体内浸潤面最高位の差は徐々に大き くなり，貯水位が降下し終わった直後の差が最も大きく なる したがって，この時に最も多量の間隙水圧が残留 し，堤体の安定性上きわめて好ましくない状態が現われ ることになる目 堤高7.5m (a) 水位降下開始直前(定常浸透状態) 堤高7.5m ~___J!IJ号~~~ド:Jl??c ~屯ーーーーー"一 (b) 水位112時(非定常浸透状態) 堤高7.5m 』也 ~___32JJ智~~7!jl??C~"'.__ーーーーー (c) 水位降下終了時(非定常浸透状態) 図

-3

7l<1'立降下時のフローネット

(CASE1

(a)J 4. 1. 2水位降下に伴う堤体内の間隙水圧 降下速度の相違による堤体内の間隙水圧分布を比較す るために，

CASE1

(a)，

(

b

)

， (c)の

3

ケースについて 水位降下終了時における残留間隙水圧分布を図

-4

に示 す なお，図中の@は間隙水圧計の埋設位置を示してお り，添字の値は測定値を示す 図に示した3ケースの水 位降下時間はそれぞれ実物換算で

7

h

，

1

3

h

，

4

3

.

5

h

であ るが，これらの浸潤面形状を比べると，貯水位の降下時 聞が短いほど浸

i

閏面形状が上に凸となるのが顕著に現わ れていることが見て取れる また，残留間隙水圧につい て比較すると 3ケースともに浸潤面最高点下部で最も大 きな間隙水圧が残留しており，その大きさは約6mの貯 水位を

4

0

h

程度の時間をかけて降下させた場合

(CASEl

(c)

J

に対し，

1

3

h

の降下

(CASE1(

b

)

J

ではその約

2

倍，

7

h

の降下

(CASE1

(a)

J

では約

3

倍もの残留が認 められ，本実験で用いたシルトまじり砂のような比較的 透水性の高い材料からなる堤休においても貯水位の降下 が速ければ，堤体内に多量の間隙水圧が残留し安定性を 損なう恐れがある. 堤高7.5m

_

_

~_

_

_

J

2l}号町村野恒 一

CASEl

(a) 水位降下時間

2

8

8

(実物換算

7

h

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目-~---却j智 ~~7!jl??C~"'._ーーーーー -l 1.2 「一一一 堤高7.5m

CASEl (

b

)

水位降下時間

5

2

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(実物換算

1

3

h

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ー-~--ー却男~~~<j野.3m 司ーーー自由 1.2 「一一一 1 堤高7.5m ドレーン ¥ ¥ ¥

CASEl

(c) 水位降下時間

1

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(実物換算

4

3

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5

h

)

図

-4

水位降下終了時の残留間隙水圧分布

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a

r

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2

0

0

2

愛知工業大学研究報告，第37iすB，平成14年， Vo1.37-B，

1

1

8

られ，この間隙水圧の消散により堤体の安全率は貯水前 の安全率

F

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=

2

.

1

1

5

に近づいていくものと推察できる. E

。

ロ ム O (m) 一一一ー 定常浸透時(水位低下串O見) ，円弧中心 (0.2，12.0) ，半径12m 水位1/2時(水位低下串50話) ，円弧中心(1.2， 10.75) ，半径 10.75m 一一一 水位降下終了時(水位低下串10師) ，円組中心 (0.2，10，6) ，半径1O.60rn (0.2， 12.( メ 入 -;: ，..¥ _ ._(l.2， 10，75) (9.2， 10.6)T"〆〈 ¥、""-/' X "-<:.，-:ご¥ ~12. Om ~/ i --"_'>"，、、 : 、 叱 、h R=1O.75m 一一 R=:olO.6同 一、，---<---ー一一___~_----'Z-二三ミ品

。

一「

o

:

CASEl(a)(降下時間28s (実物換算 7h)J 6 : CASEl (b) (降下時間52

，

(実物換算 13h)J 口 CASEl(c)(降下時間174

，

(実物換算 43.5h) J 斜面勾配1:1.2 ，試料A 100 斜面勾配1:1.2 ，試料A

o

:

CASEl (a)(降下時間28s(実物換算 7h) ) ム CASEl (b) (降下時間52s(実物換算 13h) ) ロCASEI(c)(降下時間174s(実物換算 43.5h) ) 10 自 50 水位低下率(出) 降下速度の相違による安全率の比較 最小安全率を与える円弧形状 7 R U / 水 位 降 下 終 了 時 ロ 自 図-5 10 白

。

図-6 2下ー 3. 5 3 tI..

事

2，5 { 判 2 1.5 2， 1 (m) 15 10 目 LM 町剣山明 50 4， 1，4水位急降下に伴う堤体の破壊挙動 堤体の破壊挙動を把握・検討するために

CASE2

[斜 面勾配1:

0

.

8

，試料B，水位降下時間

2

7

s

(実物換算で

6

，

7

5

h

)

J

の実験を行った.図

-8

は

CASE2

の実験にお ける水位降下時の貯水位および堤体内圧力水頭(基盤面 からの水柱高さ)の経時変化を示したものである.図に 40 水位降下終了後の安全率の推移 30 (h) 20 経過時間 10 1.9 0 図-7 3水位急降下時における堤体の安定性 堤体の安定性の検討については，水位降下速度の相違 が堤体上流側法面の安定性に与える影響について調べた. 安定解析は実験により得られた堤体内の間隙水圧の値を もとに描いたフローネットより堤体内の間隙水圧分布を 求め，間隙水圧を取り入れた有効応力法により行い，計 算方法は簡易

B

i

s

h

o

p

法を用いた.すべり形状について は，土質が均一で比較的単純な斜面のすべり面形状は円 弧と見なせることが多いことから円弧形状とした.また すべり帯片は

2

0

0

分割し，貯水圧は上流側法面に作用す る抵抗モーメン卜として取り込んでいる.各帯片におけ る重量は飽和領域において

γ

s

a

t

=

2

.

0

5

2

g

/

c

m

3を用い，不 飽和領域においては

γt

=

1.

9

1

5

g

/

c

m

3を用いた.土の強度 定数は試料Aに対して行った三軸CU試験より得られた ど

=20.0kN/m

2，ゆ

'

=

3

1.40 であり，飽和。不飽和領域で 一定とした.また，安定計算は繰り返し行い，安全率が 最小となる円弧を探し，比較には最小安全率を用いた. 図 5に最小安全率を与える円弧形状を示し，図-6 に

CASE1

(a)，

(

b

)

， (c)の各ケースにおける水位低下 率と安全率の関係を示す ここで，水位低下率とは満水 位の定常浸透状態で

0%

，水位が 112まで降下した状態 で

50%

，降下終了時で

100%

とし3 この

3

つの状態にお ける安全率を比較した.図-5に示したように3 最小安 全率を与える円弧はいずれも法先付近を通っていること が分かる.この理由として，本実験の堤体は砂質土で急 勾配であるため法先から浅いすべりが生じやすいためで あると考えられる目図-6の結果を見ると， 3ケースと もに水位低下率 0~50% の聞で安全率の低下が著しいこ とが見て取れる.この理由として，上流側法面に作用し ていた貯水圧が減少したこと，間隙水圧が残留したこと の

2

つが考えられるが，水位低下率

50%

から最も貯水位 と堤体内浸潤面との差が大きい水位低下率

100%

の問で 安全率の低下がそれほど顕著に現われていないことから， この安全率の著しい低下は満水位から水位 112間での貯 水圧の減少による影響が大きいと考えられる園降下速度 の相違による安全率の差は，水位低下率

50%

，

100%

と もに降下速度の最も速い

CASE1

(a)と最も遅い

CASE1

(c)で約

0

.

1

程度であり，これは降下速度の相違による 堤体内残留間隙水圧の大小によるものであると考えられ， 砂質土からなる透水性の高い堤体においても降下速度が 速ければ排水遅れが生じ堤体の安定性に影響を及ぼすこ とが分かる. 図-7は，水位降下終了後の安全率の推移を示したも のである.なお，各ケースともに水位降下終了時から実 物換算で

50h

までの推移を示した.図のように，時間の 経過に伴い安全率は徐々に上昇する.これは堤体内の残 留間隙水圧が消散していくことによるものであると考え 4. 1

119 水位急降下時のフィルダムの安定性に関する研究 実験後に土槽前面，中間，背面の3断面におけるすべ り面の測量を行った.その結果を図-9に示す.図に示 したように，土槽中間のすべり面に比べ前面，背面のす べり面はやや浅い これは，模型堤体と土槽壁面との摩 擦が影響しているものと考えられる 本実験では，この 側壁摩擦を低減させる処理を行わなかったが，このよう な破壊実験を行う場合，この影響が大きく現われると考 えられ，土槽壁面への処理が必要である. 一一一一.士槽前面 ---司-土槽中間 ・土槽背面 (m) 10 示した水位降下開始から 38(実物換算で O.75h)，貯水 位約 170mm(実物換算で約5.1m)で堤体上流側法面が 表層すべりの形態で破壊した，堤体破壊時の写真を写真 一1に示す.写真一1より表層すべりが開始しているこ とが分かる これに引き続き貯水位が降下することで， 貯水側へ土粒子が流出していく.この土粒子の流出は貯 水位がすべり面以下となる t=108(実物換算で2.5h，写 真一 2)まで続き，それ以降の水位降下終了までは堤体 の破壊形態に変化は見られなかった.これより，水位急 降下に伴う堤体のすべり破壊は貯水位が降下し終わった 時点、では止まっており，堤体が大崩壊に至る可能性は少 ないと考えられる. I ~ I '〆 γ J : '

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.'ーシ〆_〆 τ~ 司』戸 8 6 4 2 一 ← 貯 水 位

土

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ー ← ④ -eー何) --1lトー汀} ーイ〉一団) ー持ー⑨ 堤体破壊 降下開始から3秒 ハ U ハ U ハ U ハU q L 1 i

( E

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阪 v T h h 出 F1M 攻 略 叫 干 ゾ 芋 眠 10(m) 8 6 4 2 0 0 20 10 経過時間 (s) 0 0 すべり面の測量結果 写真一3は実験後に土槽上部から堤体を撮影したもの である.写真から見て取れるように，下流側法肩付近で クラックが生じているなお，クラック深さは 1~ 1. 5cm で、あった.この原因として，貯水位の昇降，上流側法面 がすべり破壊したこと，および粘着力成分による抵抗が あまり期待できなかったこと などによるものと考えら れ，このような変位量がごく小さい材料を用いた破壊実 験を行う場合には精密な変位測定技術が要求されると考 えられる.図-10は破壊時の堤体内間隙水圧分布を示し たものである.図のように間隙水圧はすべり土塊部で顕 図-9 貯水位および堤体内圧力水頭の経時変化 図-8 破壊の開始(降下後38) 写真一 1 下流側法肩付近に発生したクラック 写真 3 (降下後 108) 士粒子の移動終了 写真一2

120 愛知工業大学研究報告，第37号 B，平成14年， Vo1.37 -B， Mar.2002 著に残留していることが見て取れ，この残留間隙水圧の 影響ですべり破壊が発生したことが分かる.なお，本実 験ではせん断による過剰間隙水圧の発生は見られなかっ た との点については，斜面表層付近に間隙水圧計を埋 設して実験を行う必要があったと考えられる. ー

_9-

明

竺

{

i

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:

6ょ3m ーー 図-10 堤体破壊時の堤体内間隙水圧分布 破壊時の堤体の安定性については図-9に示した3つ のすべり面のうち土槽中間断面における測量結果を円弧 近似したすべり面を対象として行った.また，安定計算 を繰り返し行い最小安全率を与える円弧を探し最小安 全率についても求めた なお，計算方法については簡易 Bishop法を用い，各帯片における重量は飽和領域におい てγsat=1.939g/cm3，不飽和領域ではγt=1.639g/cm3と し，強度定数については試料Bに対して三軸

c

u

試験を 行い求めた.その結果である圧縮強さの 112と主応力差 最大時の平均有効応力の関係を図-11に示す.図に示し たように，強度定数はど=4.64kN/m2 _{， rt'=23.92}0 であ り，計算では飽和・不飽和領域で一定とした.円弧近似 結果および最小安全率を与える円弧形状を図-12に示 ( N 呂 、 、 、 200

歪

150 ) N 、 、 、 、 ( い100 b ' ; ; ; 50 ，、 b

。

亡、=4.64kN/m2，中'=23.920

。

100 200 300 (σ'31+ a ¥) /2 (kN/m2) 図-11 三軸圧縮試験結果(試料B) し，安定計算の結果を表-3に示す.この結果，測量結 果を円弧近似したすべり面およひや最小安全率を与えるす べり面ともに安全率は1.0以下となり，いずれも破壊が 説明できる結果となった.また，本実験で発生した比較 的浅いすべりの場合，すべり面上での土かぶり圧が小さ く，摩擦成分によるせん断抵抗が期待できないため，堤 体の安定性は有効粘着力の影響を大きく受けると考えら れる (m) 10 一一一一.すべり面測量結果 一ー:仮定したすべり円弧 最小安全率を与える円弧 8 _クラック 6 4 2

。

_。

2 4 γ日，[=1目939g/cm:r γ[=1.639g/cm:1 c'二4.64kN/m2 φ'=23. 920 6 8 10 (m) 図-12 円弧近似結果および、最小安全率を与える円弧 表-3 安定計算結果 仮定したすべり円弧 最小安全率を与える円弧 4. 2 不飽和土の浸透特性 安全率Fs 0.921 0.828 本実験では排水により時々刻々と変化する体積含水率 およびサクションの測定に，ADRおよびテンシオメータ ーを用いたが，テンシオメーターは先端にポーラスカッ プが取り付けられていることから，測定中にテンシオメ ーターの反応時間の遅れ(タイムラグ)が発生すると考 えられた.これを調べるために，図 13に示すように自 由水面を有した水容器とテンシオメーターのポーラスカ ップ先端部とをビニールホースで繋ぎ¥テンシオメータ ーを固定した状態でブ

k

容器を上下に移動させ，その移動 量とテンシオメーターの応答値とを比較した.図-14に 自由水面の移動量とテンシオメーターの応答値(圧力) を水頭値に換算した結果を示す.なお自由水面の移動量 は，テンシオメーターに負圧が作用する方向を正とした.

1

2

1

水位急降下時のフィルダ、ムの安定'性に関する研究 一一一，位置(A) 位置(臼) ーーーー 位霞(c) 50 40 ハU ハ u n u q υ ワ ム 1 i ( O ) 川 町 岡 市 ロ

2

地

図よりテンシオメーターの反応時間の遅れは，圧力水頭 Omm からの容器降下時において 3~4 秒，約 550mm か らの上昇時では両者にほとんど差が見られないことが分 かる.本実験(排水実験)では降下時のタイムラグが問 題となるが，全体的な測定精度を考え補正しないことと した.

。

_。

60 50 時間 (min) 遠心加速度の推移 40 10 0: (>i:鼠(A) ム伯尚，~ (8) 口。位置付) 函

1

5

) F し ( 2 O ro ι 』 ~ -2 I:!:j 長 i豆 4 官官 幽ーー 上 下 に 移 動 タイムラグ測定の概略 図-13 6 時間 (s) 30 8 0 60 0 50

-。

_。

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。

@ 40 20 10

。

。

60 50 40 体積含水率の経時変化 ( E E ) 臨 リ 4 T R 出 A U ハ U A U ハ υ ハU ハU つ L q d A 生 水 4

い

一

ω

0位置(A) ム位償(日) ロー位置((‘) 20 30 時間 (min) 図-16 100 @・移動量 0:テ ン シ オ メ ー タ 一 応 答 値 ) ( ( O. 5 時O.3 耗 相 悔0.2 土 ま 斗-500 -600 @ 0 @

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ハ H v n H v n u u n H V ハ H U ハU ハU ハU ハ u n u -つ ム η ο 4 A F U ( E E ) 酬明醐終回長喧叩 600 60 50 20 30 時間 (min) 間隙水圧の経時変化 40 0.1

。

_。

図-17 図-18に函 -15，図 -16および図 -17の結果より求 めた水分特性曲線および不飽和透水係数の結果を示すと ともに杉井ら 1)が行った 1G場における瞬時水分計測法 の結果も示す目なお，図-16，園 -17において，体積含 水率および、間隙水圧の上昇過程は計算から除いている. また，図中の実線は飽和体積含水率の理論値 (

e

8=0.432) と定水位透水試験により得られた飽和透水係数(k8=2.08 x 10匂m/s) を示したものである.本実験結果と杉井ら が行った実験結果を比較すると，水分特性曲線について 図

-15

に供試体の各位置に与えた遠心加速度の推移 を示すとともに，図-16および図 17に本実験より得 られた体積含水率および、間隙水圧の経時変化を示す.図 -16および図 -17を見ると3設置位置 (C)の各測定値 には 23~27 分の間で一時的に上昇する傾向が見られる この理由として，設置位置 (C)では下方への水分移動 量よりも上方からの水分供給量が多いために一時的に体 積含水率が上昇し，これに伴って間隙水圧も上昇したこ とによるものと考えられる.なお，設置位置 (C) より 上部の供試体表面に近い設置位置 (A)，(B)ではこのよ うな現象は見られない 以上のことから，遠心力による 排水実験において，水分移動量が多い試料では初期段階 における遠心力の増大間隔を小さくすること，ポーラス 板の選択に当たってはその透水性に十分注意を払うこと が必要であると考えられる タイムラグの測定結果 図-14

Mar.2002 平成14年， Vo1.37-B， 愛知工業大学研究報告，第37号B， 122 き，砂質土では表層すべりの形式で破壊が発生す る.破壊時の堤体の安定性を検討した結果，安定 性には土の強度定数，特に有効粘着力が支配的で あることが判明した. 遠心法による不飽和土の浸透特性は良好に把握で きる.また，実験時間の短縮，低い水分領域に対 する測定，遠心力が供試体全体に作用することに よる間隙水のほぼ一様な排水など，従来の

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場 の実験手法と比較して多くの利点が認められ，基 本的に有効な試験法であるー (3) は高飽和域を除いて本実験結果と杉井らの結果はほぼ一 致している 高飽和域では本実験結果は飽和体積含水率 の理論{直と良好に一致している 不飽和透水係数につい ては，本実験結果は杉井らの結果より高く現われている が，定水位透水試験より得られた飽和透水係数の値とほ ぼ一致している目以上の結果より，本実験の有効性が確 認できるとともに，サクションおよび不飽和透水係数と もに体積含水率の低い範囲まで連続的に測定されており， 測定時間は豊浦砂の場合1時間程度で十分である. 謝辞 本研究は文部科学省科学研究費補助金の援助を受けた 研究であることを付記し，謝意を表する. l n u 唱 EA 参考文献 ( 1) 杉井俊夫ー山田公夫・植村真美:瞬時水分計測法 を用いた不飽和浸透特性の評価，第 34田地盤工 学研究発表会， pp.1351~1352 ， 1999目 山口柏樹・大根義男:フィルダムの設計および施 工，技報堂出版， 1973. 土質工学会:講座・遠心模型実験，土と基礎，vol. 35~36 ， 1987~1988. 成回国朝。奥村哲夫・大根義男:遠心載荷模型実 験に関する基礎実験，愛知工業大学研究報告，No. (2) ( 日 ¥ 巨 U ) ぷ 新 経 v R 刷用口昌明V 片 n U ハ u n U A U k， =2. 08x 10-'(cm/ s)~古 @

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豊J甫砂川=l.50(g/ cm3) 8 6 4 2 ( 回 生 ) も 入 m ¥ 仏 、 令 (3) 10-6 0.5 O. 4 0.2 0.3 体積含水率。 O. 1 0 0 (4) 29-B， pp.79~88 ， 1994. 土質工学会土質工学ノ¥ンドブック，pp222~263 ， 豊浦砂の不飽和浸透特性 図-18 1982 宇野尚雄・宮下高昭 浸水による不飽和土の強度 低下について，土と基礎， vol.26， No. 6， pp41 (5) (6) 5 結論 本研究により得られた結果をまとめると以下の通りで ある. (1) ~48. 河野伊一郎・西垣誠:不飽和砂質土の浸透特性に 関する実験的研究，土木学会論文報告集，No.307，

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pp.59~69 ， 1981. 西垣誠・多田

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尊光・吉岡進:粘性土の浸透特性に 関する研究，土木学会第 49回年次学術講演会， (8) pp.174~175 ， 1994. 大森康次・木村勝行ー奥村哲夫@成田国朝:豊浦 砂の不飽和浸透特性に関する遠心実験，土木学会 第56回年次学術講演会， pp 目 458~459 ， 2001 (9) 水位急降下時の堤体内の浸潤扇形状は上に凸形状 となり，貯水位の降下が速いほど凸形状は顕著に 現われる そして，この凸形状が明確なほど堤体 内斜め下方向に作用する透水力は大きく滑動力が 増す。残留間隙水圧は，砂質土のような比較的透 水性の高い堤体においても貯水位の降下速度が速 ければ多量の間隙水圧が残留し，安定性を損なう 恐れがある.堤体の安定性については，満水位か らその 112水位の間で、安全率の低下が著しく現わ れ3 これは貯水圧の影響による. 水位急降下に伴う堤体の破壊挙動は良好に再現で 平成

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4年 3月1

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日)

(受理 (2)