液状化による側方流動対策としての
深層混合処理工法における効果的な杭配置
高橋 直樹
1・津田 和夏希
2・森川 嘉之
3・高橋 英紀
4高野 大樹
5・東畑 郁生
6 1正会員 三井住友建設(株) 技術開発センター（〒270-0132 千葉県流山市駒木518-1） E-mail:[email protected] 2正会員 三井住友建設(株) 土木設計部（〒104-0051 東京都中央区佃2-1-6リバーシティM-SQUARE） E-mail:[email protected] 3正会員 （独)港湾空港技術研究所 地盤研究領域（〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬3-1-1） E-mail:[email protected] 4正会員 （独)港湾空港技術研究所 地盤研究領域（〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬3-1-1） E-mail:[email protected] 5正会員 （独)港湾空港技術研究所 地盤研究領域（〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬3-1-1） E-mail:takano-d @pari.go.jp 6フェロー 東京大学教授 工学部社会基盤工学科（〒113-8656 東京都文京区本郷7-3-1） E-mail:[email protected] 液状化に伴う側方流動を防止する根本的な方法は，液状化の発生を抑制することである．しかし，側方 流動が生じる範囲は数百m四方にわたるため，この方法は費用が高くなり現実的ではない．このため，側 方流動を抑制する合理的な対策工法が必要である．筆者らは，低改良率の杭式改良による側方流動対策に 関する検討を行い，対策効果の最大化を目指して改良杭の配置についても検討を深めてきた．本文は，改 良杭の配置形状の違いが側方流動抑制効果に与える影響ついて，三次元流体解析と遠心模型実験で検討し た結果を述べたものである．検討対象とした杭配置は整列配置と提案する流動閉塞杭配置であり，流動閉 塞杭配置の方が整列配置よりも側方流動抑制効果が高いことを示した．Key Words : liquefaction, lateral flow, deep mixing method
1. はじめに 液状化によって地盤は剛性を失い，慣性力と重力の作 用によって広範囲にわたって流動する．例えば，1983年 日本海中部地震では，能代市の地表面勾配1～2%前後の 緩やかな砂丘斜面に沿って最大5mに達する水平変位が 生じていたことが報告されている1)．また，1995年兵庫 県南部地震では神戸市などの臨海埋立地が液状化して， 護岸の水平移動に伴ってその全域において海方向への水 平変位が生じたことも明らかにされている2)．このよう な液状化に伴う側方流動（以後，側方流動とする）が生 じる範囲は数百m四方にわたるため3)，護岸のみならず 広い範囲で各種構造物基礎やライフラインの埋設管など が甚大な被害を受けた． 我が国における大都市圏の沿岸部には1964年新潟地震 以前に造成された古い埋立地が広く存在する．将来，こ れらの地域を襲う可能性のある大規模地震に対して，側 方流動から各種構造物基礎や埋設管などを守るために対 策が必要とされているが，広範囲にわたる地盤改良の施 工には大きな費用がかかるため，対策が進んでいないの が現状である．このため，側方流動を抑制するための合 理的な対策工法が必要であると考える． 側方流動を防止する根本的な方法は，液状化の発生を 抑制することである．そのための対策工法としては，例 えば砂杭による締固め工法が考えられる4)．本工法は比 較的低コストであるが，振動や騒音を伴う施工であると ともに施工時に地盤変形を伴うため，既設構造物近傍で の適用が難しい．これに対して，深層混合処理工法はこ れらの締固め工法の問題点は無く，ブロック式や格子式 改良5)の対策効果は非常に高い．しかし，改良率は50% 以上とするのが普通であり，大きな費用が必要となる． そこで，著者らは低改良率の杭式改良による側方流動
化を目指して，杭配置についても検討を深めてきた6) ． この工法の原理は，流動化する地盤を完全にせき止める のではなく，改良杭によって地盤の流動を阻害し，流動 量を減らすことにある．本工法は低改良率による施工の ため対策費用を小さくすることが可能となり，広範囲に わたる側方流動対策として適用可能であると考える．な お，本工法では杭間隔が杭径と同程度になる改良率20% 程度を適用改良率として想定している． 同様の研究事例として，矢板式護岸の背後に鋼管杭を 打設する抑止杭工法による側方流動対策が検討されてい る7)．遠心模型実験による検討の結果，杭間隔を杭径の4 倍～6倍としても対策効果が得られることを示している． ただし，この研究は，護岸近傍域に建設されている構造 物・施設の地盤流動による被害の軽減を目的としたもの であり，広範囲にわたる対策を想定したものではない． ところで，側方流動は液状化した土の流体的振舞いに よって生じるとの考え方からそれを粘性流体としてモデ ル化し，流体解析により基礎構造物への作用外力などを 評価する研究が行われている．例えば，宮内ら8)は重力 場および遠心場における側方流動の模型実験を流体解析 によりシミュレーションし，流体解析は杭基礎に作用す る流動外力を予測するための有効な方法であるとの結論 を示している． 本研究では，まず三次元流体解析を実施して，エネル ギーの観点から杭配置の違いが流動特性に与える影響に ついて検討した．本解析はエネルギーの損失効果を定性 的に確認することを目的としたものであり，実際の液状 化現象や模型実験の検証を行うものではないので注意さ れたい．一方で，実際の液状化現象を再現することを目 的に地表面を傾斜させて側方流動を生じさせる遠心模型 実験を行い，杭配置の違いが側方流動量の低減効果に与 える影響について検討した．なお，本実験では， Takahashi et al 9)の実験手法を参考として，液状化した地盤 の流動化をモデル化した．すなわち，砂地盤に細粒分を 混合して排水を遅らせ，流動性を高めるために間隙水と して水を用いた．これにより地盤の流動性を高めて改良 杭間のすり抜けを起こりやすくした． 2. 流動閉塞杭配置の概要 前述したように，著者らは杭式改良による側方流動抑 制効果の最大化を目指し，改良杭の配置方法を工夫した 流動閉塞杭配置について検討を行っている．図-1は，そ の配置方法を示したものである．本配置方法は，間隔d で正方形に配置された改良杭4本を一つのグループとし， その中心をX方向およびY方向に2dまたはd/2の距離でず 図-1 流動閉塞杭配置の概要 らしながら改良杭を配置するものである．従来の配置方 法である整列配置や千鳥配置では，一定方向に未改良領 域が連続しているため地盤がすり抜け流動できる．これ に対して，流動閉塞杭配置ではどの方向から見ても改良 杭が存在して地盤中で流動を阻害する．また，連続する 未改良領域が他の配置方法と比較して少なく，地盤のせ ん断変形に対して改良杭が効果的に抵抗し，側方流動に 対しても流動量の低減効果が高まるものと考えられる． 3. 三次元流体解析 (1) 解析手法および解析条件 液状化した地盤を粘性流体としてモデル化する場合， その流体特性をニュートン流体10)として扱う考えと，非 ニュートン流体（擬塑性流体）11)として扱う考えがある． 本解析は実際の液状化現象や模型実験の検証を行うもの ではなく，その目的は側方流動を生じさせるエネルギー の損失効果を定性的に確認することであるので，簡便な 方法として液状化した地盤をニュートン流体でモデル化 することとした． 解析には，汎用物理シミュレーションソフトウェアで あるCOMSOL Multiphysics12)を用いた．解析領域は，図-2 に示すように長さ100m，幅12m，深さ16mの中間部に改 良率が19.6%で長さ約27m（整列配置：26m，流動閉塞杭 配置：28m）の改良範囲を設けたものである．流入側お よび流出側の境界条件には，土被りに相当する圧力を与 えた．底面と杭周面の境界条件は流動速度0m/sの固定条 件とし，上面は滑り境界とした．また，広範な領域にお ける挙動を評価するため，側面は繰返し境界とした． 液状化した地盤の粘性係数は，鋼球落下・引上げ，鋼 管の側方牽引，回転粘度計および模型振動台実験等によ り計測されている．これらの過去の測定結果は大友10)に よりまとめられており，その値は0.3～8183Pa・sの間に 大きくばらついている．また，Towhata et al13)は有効拘束 2d d 2d Y
図-2 三次元流体解析モデル 圧がほぼゼロの状態で豊浦砂の乾燥試料を用いて三軸圧 縮試験を実施し，粘性係数が400kPa・sであったことを 示している．この実験は三軸圧縮試験装置を100m自由 落下させて無重力状態の中で行われている． このように，粘性係数は流動が生じている時期や外乱 によって影響を受けると考えられる．今回解析に用いた 粘性係数は，過去の計測結果のうち模型振動実験14)の結 果を参考に，その中間的な値である500Pa・sとした．粘 性流体の密度は1.9g/cm3である．流動の駆動力としては， 10%勾配に相当する体積力を水平方向に加えて，改良杭 が流れを阻害して流速が低減することで改良効果の確認 を行った． (2) 解析結果 図-3は，整列配置と流動閉塞杭配置における流速のコ ンターを示したものである．整列配置では流動方向に沿 って杭が同一線上に並んでいるため，流速の速い領域が 流動方向に連続的に形成されている．一方，流動閉塞杭 配置では杭を避けて下流方向に移動した流れが合流する 杭間において流速が速くなるものの，その下流側に流動 を阻害するように杭が配置されているため，流速の速い 領域は整列配置よりも小さくなっている．また，最大流 速は流動閉塞杭配置の方が整列配置よりも10%ほど低減 されている．以上のことから，粘性流体が流動するとき のエネルギー損失は杭の配置に影響を受け，流動を阻害 するように杭を配置することによりエネルギー損失が大 きくなることが分かる． 4. 遠心模型実験 (1) 実験方法および実験条件 実験は港湾空港技術研究所所有の遠心模型実験装置15) を用いて実施した。最大加速度が113G，最大積載質量 が2,760kgで，最大容量は300G・tonである．加振時の遠 心加速度は50Gとし，実物との縮尺比は1/50とした．本 実験における相似則の一覧を表-1に示す． (a) 整列配置 (b) 流動閉塞杭配置 (m/s) 図-3 流速のコンター 表-1 遠心模型実験の相似則 物理量 単位 遠心場模型 (λG) 長さ m 1/λ 密度 t/m3 1 応力 Pa 1 ひずみ ×10-6 1 曲げ剛性 N･m2 1/λ4 加速度 m/s2 λ 振動数 Hz λ 時間（動的） s 1/λ 時間（拡散） s 1/λ2 図-4は模型の概略と計器配置を示したものである．一 度に二つの模型を加振できるよう，実験には幅200mmの 中間を厚さ2mmのステンレス板で仕切った土槽を用いた． 模型地盤は，厚さ40mmで相対密度90%の非液状化層と 相対密度50%の液状化層の2層構造とし，空中落下法に より作製した．改良範囲となる中央部の地表面勾配は 10%であり，駆動力を高めて側方流動を生じ易くするた めにその上流および下流側の地表面勾配は36%とした． 非液状化層は飯豊硅砂7号（Gs=2.658, emin=0.633, emax=0.996） を用いて作製し，液状化層には相馬硅砂5号にシリカパ ウダーを重量比で7：3となるように混合させたもの （Gs=2.65, emin=0.475, emax=1.012）を用いた． 遠心加速度が 50Gの場合，透水を遅らせるために間隙 流体として水の 50 倍の粘性を有する溶液を用いること が多いが，本実験では地盤の流動性を高めるために脱気 水を用いた．その代わりとして上記のように細粒分を混 入させた．模型地盤は 30Gの遠心力場で下端からの脱気 水の浸透により水浸させ，加振時の水位は斜面頂部に合 わせた． 側方流動が改良杭の曲げモーメントに与える影響を評 価する場合，その模型化にあたっては，曲げ剛性，降伏 および破壊の曲げモーメントの相似則を満足させること 10 0m 28 m 杭 流動方向 12 m 流動方向 16 m 上面：滑り境界 側面：繰返し境界 圧力 底面：固定境界速度= 0 圧力 (a) 平面図（流動閉塞杭配置の場合） (b) 側面図
(a) 平面図（CASE1, CASE2） (b) 平面図（CASE3） (c) 側面図 (mm) 図-4 実験模型と計測器配置 表-2 実験ケース ケース名 杭間隔 改良率 (%) 最大加速度振幅 (cm/s2) CASE1 1D 19.6 160 CASE2 1D 19.6 325 CASE3 2D 8.7 138 D : 杭模型の直径 が望まれる．しかしながら，これらを実験パラメータと して考慮した場合，結果の評価が複雑となる．そこで， 改良杭模型（以後，杭模型とする）には外径 15mm，内 径 13mm のアルミパイプを用いることとした．杭模型の 直径を実物に換算すると 750mm となる．パイプ内部に は液状化層に用いた試料を充填しただけであり，密度の 調整は行っていない．杭模型の下端は厚さ 20mm のアク リル板に埋め込むことにより固定条件とし，上端の境界 条件は自由とした． 地盤内には加速度計，土圧計および間隙水圧計を埋設 し，図-4上段の平面図中にハッチングした杭模型の外周 面にひずみゲージを貼付けて曲げひずみを計測した． 表-2に実験ケースを示す．CASE1とCASE2は杭間隔を 1D（D：杭模型の直径）として入力加速度振幅を変えた 実験であり，CASE3は杭間隔を2Dにした実験である． 本実験は側方流動に対する変位低減効果を検討すること な正弦波を用いることとした．CASE1およびCASE3の入 力波は，目標加速度振幅200cm/s2，周波数2 Hzおよび継 続時間25秒（いずれも重力場換算）である．これらの実 験では側方流動を持続させるために，その後振幅を最大 値の1/3にして25秒間加振を継続した．CASE2の入力波は， 重力場換算で目標加速度振幅300cm/s2，周波数2 Hzおよ び継続時間50秒とした．なお，実際の最大加速度振幅は 振動台の調子によって表-2に示す通り目標値に対して CASE1で20%，CASE3で30%程度小さい値となった． (2) 実験結果と考察 過剰間隙水圧の発生特性と模型地盤の流動特性につい て考察する．以降の図は，重力場換算で示す． a) 過剰間隙水圧の発生特性 図-5は，模型地盤中央付近に設置した間隙水圧計PW1 （流動閉塞杭配置）またはPW5（整列配置）で計測され た間隙水圧から求めた過剰間隙水圧比の時刻歴を示した ものである．図には，移動平均により平滑化した結果も 示している．なお，有効拘束圧は液状化に伴って生じる 間隙水圧計と地表面の沈下を考慮して算出している． CASE1 および CASE2 の最大値は 1.0 に達していること から，模型地盤は液状化したことが分かる．また，最大 加速度振幅が小さい CASE3 の過剰間隙水圧比は他のケ ースよりも若干低い値となってはいるが，最大値は 0.95 に達していることから，模型地盤はほぼ液状化している と言える．CASE1 および CASE3 の過剰間隙水圧比は， 加速度振幅が最大値の 1/3 となる 25～50 秒間においても ほぼ一定値となっていることから，この間においても地 盤の流動が生じていたものと思われる． b) 模型地盤の流動特性 図-6は，模型地盤の流動状況をGL-1.25mに設置した色 砂をトレースして示したものである．杭間隔1Dの CASE1とCASE2の流動状況を見ると， CASE1整列配置で は流動方向に連続して杭間にすり抜けが生じており，加 速度振幅の大きいCASE2整列配置ではそれが顕著となっ ている．一方，流動閉塞杭配置ではCASE2で杭間のすり 抜けが生じているものの，その程度は整列配置よりも相 対的に小さいことが認められる．このことから，流れを 阻害するように杭を配置する流動閉塞杭配置は，整列配 置よりも杭間のすり抜けを抑制する効果が高いことが確 認できる．杭間隔2DのCASE3における地盤の流動状況 を流動閉塞杭配置と整列配置で比較すると，杭間のすり 抜け挙動に明確な違いが認められない．杭間隔が広くな ると流動を阻害する杭配置の効果が小さくなるものと考 えられる． 図-7は，図-6に示した色砂の移動量から求めた平均側 方流動量を示したものである．ここでは，下流端から 315 20 0 99 99 PW5, PW6 PW7, PW8 PW1, PW2 PW3, PW4 330 20 0 99 99 PW5, PW6 PW7, PW8 PW1, PW2 PW3, PW4 40 0 12 6 34 7 40 708 PW1, PW5 PW3, PW7 PW2, PW6 PW4, PW8 液状化層 非液状化層 地表面勾配=36% 地表面勾配 =36% 地表面勾配=10%
-10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0.0 0.5 1.0 1.5 0.0 0.5 1.0 1.5 時間 (s) PW1（流動閉塞杭配置） wall 過剰 間 隙水圧 比 PW5（整列配置） -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0.0 0.5 1.0 1.5 0.0 0.5 1.0 1.5 時間 (s) PW1（流動閉塞杭配置） wall 過剰 間 隙水圧比 PW5（整列配置） -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0.0 0.5 1.0 1.5 0.0 0.5 1.0 1.5 時間 (s) PW1（流動閉塞杭配置） wall 過 剰間隙 水 圧 比 PW5（整列配置） (a) CASE1 (b) CASE2 (c) CASE3 図-5 過剰間隙水圧比の時刻歴 10m～25mにおける結果について考察する．CASE1と CASE2の結果について，流動閉塞杭配置の平均側方流動 量は，CASE1で0.16m～0.41mに，CASE2で0.44m～1.10m に分布している．一方，整列配置のそれは，CASE1で 0.27m～0.58mとなり，CASE2で0.75m～1.50mであった． 平均側方流動量は，加速度振幅の大きいCASE2の方が CASE1よりも2～3倍程度大きな値となっている．また， 流動閉塞杭配置の方が整列配置よりも流動が抑制されて いることが分かる．下流端からの距離が同じ位置で比較 した場合，流動閉塞杭配置の平均側方流動量は，整列配 置に対してCASE1で最大38%に，CASE3で最大75%に低 減されている．これらのことから，杭間のすり抜けを抑 制する杭配置にすることが，側方流動量の低減に効果的 であることが明らかである．杭間のすり抜け挙動に明確 な差が認められない杭間隔2DのCASE3について，流動 閉塞杭配置の平均側方流動量は0.37m～0.69 mに，整列配 置のそれは0.34m～0.92mに分布しており，両者は同程度 となっている．なお，土槽幅4.5mとしてCASE1と同じ条 件で実施した無対策の平均側方流動量は3m～3.5m程度 (a) CASE1 (b) CASE2 (c) CASE3 図-6 模型地盤の流動状況 (a) CASE1 (b) CASE2 (c) CASE3 図-7 平均側方流動量 5 6 7 8 9 10 0 5 10 15 20 25 30 35 01 2 3 4 5整列配 置 下流端からの距離 (m ) 流動閉 塞杭 配置 幅 (m ) 5 6 7 8 9 10 0 5 10 15 20 25 30 35 01 23 4 5 整列配置 下流端からの距離 (m) 流動閉塞杭配置 幅 (m ) 5 6 7 8 9 10 0 5 10 15 20 25 30 35 01 23 4 5整列配置 下流端からの距離 (m) 流動閉塞杭配置 幅 (m ) 0 5 10 15 20 25 30 35 0.0 0.5 1.0 1.5 平 均 側方 流動 量 (m ) :流動閉塞杭配置 :整列配置 下流端からの距離 (m) 0 5 10 15 20 25 30 35 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 平 均 側方 流動 量 (m ) :流動閉塞杭配置 :整列配置 下流端からの距離 (m) 0 5 10 15 20 25 30 35 0.0 0.5 1.0 1.5 平 均 側方 流動 量 (m ) :流動閉塞杭配置 :整列配置 下流端からの距離 (m)
対して十分に小さい値であることから，整列配置であっ ても側方流動対策として効果があり，流動閉塞杭配置は さらにその効果を大きくするものであることが分かる． 5. おわりに 本研究では，三次元流体解析と遠心模型実験により側 方流動抑制効果を高める最適な杭配置について検討した． 以下に，本研究で得られた知見をまとめる． (1) 解析上で粘性流体が流動するときのエネルギー損失 は杭の配置に影響を受け，流動を阻害する杭配置に することによりエネルギー損失が大きくなる． (2) 模型実験によると，整列配置では未改良領域が連続 するため杭間のすり抜け量が多くなる．一方，流動 を阻害する杭配置にすることにより杭間のすり抜け 量を低減することができる． (3) 側方流動量の大小は杭間のすり抜け量に依存し，流 動閉塞杭配置は，側方流動抑制効果を大きくする配 置方法であることを確認した． 謝辞：本研究は，港湾空港技術研究所･東京大学･三井 住友建設の共同研究として実施しました．ご協力をい ただいたメンバーの方々に感謝の意を表します． 参考文献 1) 濱田政則，安田進，磯山龍二，恵本克利：液状化に よる地盤の永久変位と地震被害に関する研究，土木 学会論文集，第 376 号/Ⅲ-6，pp.221-229，1986． 2) Hamada, M., Isoyama, R. and Wakamatsu, K. : The 1995
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CONFIGURATION OPTIMIZATION OF CEMENT-TREATED SOIL COLUMNS
AGAINST LIQUEFIED GROUND FLOW
Naoki TAKAHASHI, Wakaki TSUDA, Yoshiyuki MORIKAWA, Hidenori
TAKAHASHI, Daiki TAKANO and Ikuo TOWHATA
The authors propose a new configuration of columns, which is called irregular configuration. The pre-sented configuration is considered to reduce the amount of subsoil that passes through the in-between gap of columns, compared with the square configuration. This paper discusses the optimal configuration of cement-treated soil columns for the purpose of reducing the amount of lateral flow by using three-dimen-sional fluid analyses and centrifugal model tests. As a result of the three-dimenthree-dimen-sional analyses and the centrifugal model tests, it was found that cement-treated soil columns reduce the amount of lateral flow. It was also verified that irregular configuration is effective to reduce it better than square configuration.
