タイヤチップの力学特性と戸建住宅基礎地盤
への適用による液状化防止と応答の低減効果
近者 淳史
1・兵動 正幸
2・渕山 美怜
3・今田 光一
4・野田 翔兵
5 1正会員 元 報国エンジニアリング株式会社 本社技術部（〒561-0827 大阪府豊中市大黒町3-5-26） E-mail: [email protected] 2正会員 山口大学大学院教授 理工学研究科環境共生系専攻（〒755-8611 山口県宇部市常盤台2-16-1） E-mail: [email protected] 3学生会員 山口大学大学院 理工学研究科環境共生系専攻（〒755-8611 山口県宇部市常盤台2-16-1） E-mail: [email protected] 4非会員 元 山口大学大学院 現 株式会社大林組 東北支店 赤湯工事事務所 （〒992-0344 山形県東置賜郡高畠町深沼2859-6） E-mail: [email protected] 5正会員 元 山口大学大学院 現 産業技術総合研究所 メタンハイドレート研究センター （〒062-8517 北海道札幌市豊平区月寒東2条17-2-1） E-mail: [email protected] 締固め作製したタイヤチップ供試体に対して，一連の排水・非排水条件で単調せん断載荷および除荷試 験を行い，タイヤチップのせん断挙動およびそれに伴う体積変化挙動を調べた．また，非排水繰返し三軸 試験も行い，発生する過剰間隙水圧について調べた．その結果，載荷時に発生した体積ひずみや間隙水圧 は除荷時には，ほとんど0に戻ることや過剰間隙水圧そのものの発生が砂に比べ低いことが明らかとなっ た．次に得られた力学特性を勘案し，タイヤチップを戸建住宅基礎下に地盤材料として用いたモデルを想 定し，オンライン地震応答解析を行った結果，タイヤチップの液状化防止ならびに震動の低減材としての 有効性を確認した．Key Words : tire chip, dilatancy, monotonic and cyclic triaxial test, constant mean principal stress
triaxial test, liquefaction, dynamic elastic shear modulus, pseudo-dynamic test
1. まえがき 近年の循環型経済社会の構築を背景に，リサイクルへ の取り組みが建築・土木の分野でも活発に行われている． このような状況下，2011年の日本における廃タイヤの発 生量1)は，年間重量で約100万tとなっており東日本大震 災の影響もあって，やや，前年比でみると減少している が，リサイクル率は90％と高い．しかしその内訳は，サ ーマルリサイクルの比率が大半を占め二酸化炭素発生に よる地球温暖化への影響や，焼却灰発生が懸念されこの 分野での再利用促進が急務な課題となっている．そのた め，土木分野では大量消費が可能なマテリアルリサイク ルの方法として，新しい地盤材料としての利用が検討さ れている．廃タイヤは用途によって裁断される大きさが 異なるが，それらは粒径の大きいものから，ホールタイ ヤ，タイヤシュレッズ，タイヤチップ，ゴム粉と分類さ れる．ちなみに廃タイヤ自体は，その成分は溶出試験の 結果から環境面では問題はなく，欧米諸国では，最近の 10年間では地盤材料として盛んに用いられている2)． 海外では，建築分野においてTsang3)は，中低層ビル基 礎周辺の砂地盤にタイヤチップを75％混合した地盤モデ ルを想定し，混合砂の層厚や動的変形特性，構造物の階 層数や幅，基礎の根入れ長を変えて一連の数値シミュレ ーションを行った．その結果，地震時の水平および鉛直 加速度を未改良地盤に比べて，それぞれ60%～70%，お よび80%～90%抑えられることを示した．その他，土木 分野においてRao and Dutta 4)は，タイヤチップのサイズと
混合量を変化させた混合砂の三軸圧縮試験を実施し，最 大高さ10mまでの道路盛土建設において有利で廃タイヤ リサイクル利用の観点からも有効な地盤改良材と成り得
るとしている．ただし，タイヤチップ質量配合は約20％ を，有効拘束圧は150kPaを超えるべきでなく，このレベ ルを超えると大きな許容できない変形が生じる可能性が あるとしている． 日本においても，土木・建築分野でのタイヤチップの 地盤材料としての利用は期待されているが，地震応答解 析に必要とされる動的変形特性や液状化問題で重要なダ イレイタンシー特性などの材料物性に未解明な事項が多 く，材料固有の挙動を表現する構成モデルの研究にも至 っていない．こういった力学特性に未解明な点が多いこ とより本格的な実用化には至っていない．最近の研究で は，御手洗ら5), 6)が，脆性的変形を示す固化処理土に， タイヤチップを混合することで，局所的なクラック発生 と成長が抑制され，靭性改善効果が得られることを確認 している．その理由としては，圧縮せん断においてタイ ヤチップから等方的な弾性反力が固化処理土に作用する ことで内部拘束圧が生じ，応力・ひずみの局所化を抑制 し，靭性が発揮されるものと結論付けている．建築分野 でも同様な研究がなされている．島村ら7), 8)は，固化処 理土にゴムチップおよび繊維補強材（ナイロン系繊維） を混合した複合地盤材料について室内要素試験（一軸圧 縮試験，ポアソン比試験，繰返し単純せん断試験）によ り，複合地盤材料がセメント改良土と比較して高靭性な 地盤材料であること，そして三次元FEM解析検討による 地盤―杭基礎―上部構造の応答性状や，遠心載荷装置を 用いた振動台実験により地震時応答の低減を図れる可能 性を示した．また金子，兵動ら9), 10) , 11)は，タイヤチップ と砂とを混合した地盤またはタイヤチップと砂の互層地 盤を想定し，要素試験と応答計算を併用したオンライン 地震応答解析を行い，応答加速度低減や液状化低減の効 果に対するタイヤチップと砂のより適切な混合率および 配置について検討を行っている．ハザリカ・五十嵐12)も， 建築物基礎下地盤にタイヤチップと砂の互層地盤を想定 し，振動台模型実験を行っているが，乾燥状態の地盤で 実験しているため応答変位・加速度の低減効果は捉えて いるが，液状化低減効果の有効性の説明はなされていな い．一方，タイヤチップそのものの力学特性を評価した 既往研究がある．矢島ら13), 14)は，三軸圧縮試験と液状化 試験を行い，三軸圧縮試験においては，軸ひずみが15％ 以下であるとタイヤチップ粒子間のせん断は生じず，破 壊線も排水・非排水の条件によって異なったものとなる が，軸ひずみが15％以降となるとタイヤチップ粒子間の せん断による体積ひずみが生じ始め，軸ひずみが25％で 排水・非排水の条件に関わらず一つの破壊線となること や，液状化試験では繰返し回数初期の段階で両振幅ひず みが5％に達するが，過剰間隙水圧比が0.9以上となるこ とはなく，タイヤチップ単体は液状化が生じる材料では ないと報告している．その他，島田ら15), 16) ,17)は，タイヤ チップ単体およびタイヤチップ混合砂のせん断時内部挙 動を解明するため，X線CTを併用した一面せん断試験も 実施している．一連のタイヤチップに関する既往の研究 で明らかにされているように，廃タイヤを地盤改良材と して有効利用した土構造物を構築する際の安定問題を考 える上で，タイヤチップ単体やタイヤチップが砂と混ざ り合った混合土の力学特性に関する情報を蓄積すること は重要である．今回，既往の研究成果を勘案し図-1に示 す概念にて，戸建住宅等の小規模建築物に対してタイヤ チップによる地盤改良を適用することにより，液状化な らびに応答の低減効果を期待している．日本建築学会・ 小規模建築物基礎設計指針の簡易判定18)に標されている 液状化の影響が地表面に及ぼす影響が小さくなるとされ る地表面下の非液状化層厚2～3mを人工的に構築するこ とが基本的な考え方である．非液状化層厚に関しては， 東北地方太平洋地震による液状化被害分析により，現在 も論議されているところであるが，記憶に新しい戸建住 宅の甚大な被害が起きた茨城県潮来市日の出地区に対す る橋本・安田19)の調査研究によると，非液状化層厚が地 表から1.7～1.8m程度以上あれば，建物の液状化による傾 斜・沈下が軽減できているという報告がある．このタイ ヤチップを利用した地盤改良を戸建住宅に適用する際の， 現場での品質管理を勘案するとタイヤチップは単体で用 いた方が管理し易いと考えている．しかしながら，既往 の研究ではまだ，粒状体としてのタイヤチップ単体の力 学特性には，未解明な点が多く実用化に至っていない． 本研究では，タイヤチップの最大の特性である液状化 抑制材料としての有効性を生かし実用化するために先ず， タイヤチップの圧縮，せん断特性を調べた．三軸試験機 を用いて等方圧縮載荷・除荷試験，排水・非排水せん断 載荷および除荷試験，平均主応力一定せん断載荷・除荷 試験をそれぞれ実施し，さらに非排水繰返し三軸試験も 図-1 タイヤチップ地盤改良の概念図 ＧＬ 基礎スラブ 均しコンクリート 人工的 非液状化 層厚 2～3m 埋め戻し土 土のう等に詰めた タイヤチップ 非液状化層 液状化層 戸建住宅
実施し，液状化には至らないが若干発生する過剰間隙水 圧のメカニズムを調べ，それぞれの試験結果の対応で考 察を行った．また，中空ねじりせん断試験より得られた 広範なひずみ域におけるタイヤチップの動的変形特性を 調べた．これら得られた力学特性を勘案し，オンライン 地震応答解析を実施し，タイヤチップを住宅基礎地盤に 敷設することによる液状化ならびに応答の低減効果につ いて考察した． 2. タイヤチップの圧縮およびせん断特性 (1) 実験に用いたタイヤチップ試料 本研究では，試料として大型トラックの廃タイヤを粉 状に細かく裁断した粒径1mm以下のタイヤチップを用い た．この粒径のタイヤチップを使った理由は，大きな粒 径のタイヤチップにはワイヤーを抜いた小孔があり，粒 子そのものの圧縮性がせん断特性に影響を与える14)こと を避けるためである．実験に用いたタイヤチップの写真 を写真-1に，マイクロスコープによるタイヤチップ粒子 単体を撮影した写真を写真-2に示す． タイヤチップ粒子 単体の表面形状は，非常に複雑な歪な形状を呈している ことがわかる．表-1には試料の物理的性質を，図-2には 試料の粒度分布を比較のため豊浦砂と共にそれぞれ示す． なお，試験で用いたタイヤチップ試料はリサイクル品で あり，製造過程にてどのような粒径が混在していている かが不明であることや，粒径は力学特性に影響する要因 であるため通常のJIS Z 8801-1規格以外のふるいを追加し て実施している．タイヤチップの最小密度および最大密 度は，「砂の最小密度・最大密度試験(JIS A 1224)」に準 じて求めた．ただし，タイヤチップ粒子密度に関しては， 通常の土粒子と同様に実施するとタイヤチップが水面に 浮遊するので，「ルシャテリエフラスコと灯油を用いた セメント密度試験(JIS R 5201)」を実施し求めた．タイヤ チップ粒子の密度は 1.2g/cm3 程度であり豊浦砂の土粒子 密度に比べ約半分以下しかなく，タイヤチップは軽量材 料であることがわかる． 供試体は，直径5cm，高さ10cm であり，突固め法により13層に分けて突固めて作製した． 三軸試験装置に設置された供試体の初期状態の物性値は， 目標乾燥密度がρd=0.640 g/cm3，間隙比がe=0.830程度にな るよう統一して突固めた．これを相対密度で表示すると， Dr=170%となった．これは，タイヤチップは弾力性があ り，砂の最大密度試験(JIS A 1224)の適用において，モー ルド側壁の打撃では十分に締固めることができず，上部 からの突固めの方がより密に締まったことによる．供試 体作製の際には，このようにタイヤチップが弾力性があ り軽量で細かいことから，飛散してしまい目標とする供 試体密度を調整するのに困難を要したため数回試行錯誤 のうえ供試体を作製した．また，供試体を飽和するため に，まずCO2ガスを注入し，その後脱気水を通水し，背 圧200kPaを与え，B値0.95以上を確保した．その後所定の 拘束圧を付加し，10時間以上かけて体積圧縮が収まるま で圧密を行った．せん断は，軸ひずみ速度0.1%/minで行 い，軸ひずみがεa=20%に達した後，せん断除荷試験を同 じひずみ速度で実施した．なお，次項で述べている有効 拘束圧σ´c＝200kPaの実験ケースのみ，実験操作上軸ひず み20%を若干超えてからの除荷となった．除荷は軸ひず みが完全に戻るεa=0の時点で試験終了とした．除荷を行 ったのは，せん断による体積変化挙動がタイヤチップの 粒子移動を伴うダイレイタンシーによるものか，個々の 粒子の弾性変形によるものかを見極めるためである． (2) 実験結果と考察 a) 圧密排水せん断(CD)試験，圧密非排水せん断(CU)試験 およびせん断除荷試験 図-3に側圧一定排水単調せん断試験による軸差応力－ 軸ひずみ関係を，図-4に体積ひずみ―軸ひずみ関係を示 写真-1 タイヤチップ 写真-2 タイヤチップ粒子 表-1 試料の物理的性質 図-2 粒径加積曲線 0.0 01 0 .0 1 0.1 1 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 G rain size ( m m ) : タ イ ヤ チ ッ プ : 豊 浦 砂 P e rc e n t fi n e r b y w e ig h t ( % ) 試料 タイヤチップ 豊浦砂 細粒分含有率：Fc（％） 26 0 粒子密度：ρs（g/cm 3 ） 1.178 2.635 最大密度：ρd max（g/cm 3） 0.456 1.645 最小密度：ρd min（g/cm 3 ） 0.322 1.335 最大間隙比：emax 2.658 0.973 最小間隙比：emin 1.583 0.635
す．なお，タイヤの材料であるゴムのポアソン比が0.5 で非圧縮性であることから，タイヤチップの粒子そのも のも伸縮はするが，体積変化がないことから13)，タイヤ チップ供試体の体積ひずみは供試体から出入りする間隙 水の吸排水量から求めている．実験は有効拘束圧σ’c=50， 100，200kPaにおいて実施し，試料の圧密前の初期間隙 比は，それぞれ，図中に示す通りである．これらの違い は，供試体作製時のばらつきによるものである．なお， 図中実線は載荷時を，破線は除荷時を示す．図より，い ずれの拘束圧条件においてもやや逆反りのひずみ硬化傾 向を呈し，終始弾性的挙動で破壊の兆候は見られない． また，体積変化は圧縮側に線形的に増加している様子が 見て取れる．矢島ら13) ,14)も，タイヤチップのサイズが， 2mm，6mmで同様な側圧一定せん断試験を実施している が，軸差応力－軸ひずみ関係は，ひずみ硬化型ではある が，穏やかな定常状態に至るようなカーブになっており， 本研究結果のような逆反り傾向にはならず異なった形状 になっている．このグラフにおける矢島らの結果との形 状の違いは，供試体作製時の締固め密度の違いによるも のと考えられるが，著者らの作製した供試体密度の方が 高い状態であった．またこの逆反り形状は，側圧一定せ ん断載荷による平均主応力の増加によるものであること を，後述の平均主応力一定試験と側圧一定試験の軸差応 力－軸ひずみ関係である図-6(a)からも見て取れるが，基 本的には線形弾性的挙動を示している．除荷試験時の軸 差応力－軸ひずみ関係は，全体的に非線形弾性的挙動を 示すが，除荷時におけるq=0の時，塑性軸ひずみを，有 効 拘 束 圧σ’c=50 ， 100kPa で は 約 7.5% ， 有 効 拘 束 圧 σ’c=200kPaでは約5.0%残すが，この事象は供試体作製時 に有効拘束圧σ’c=200kPaの場合の供試体の初期間隙比が 他より大きくなっていることによるものと考える．一方 体積変化は除荷時も載荷時と同様，線形的挙動を示すこ とが明らかである．しかし，軸ひずみεa=0まで除荷して も，体積ひずみは完全に0に戻らず，体積ひずみは若干 残留していることが見て取れる．これより，体積ひずみ のほとんどは，粒子の再配列を伴うダイレイタンシーに よるものではなく，タイヤチップ粒子の伸縮によるもの であるが，この残留体積ひずみ分は粒子移動に起因する ものであると考えられる． 図-5は側圧一定非排水単調せん断による軸差応力－軸 ひずみ関係を示す．図中実線は載荷時を，破線は除荷時 を示す．有効拘束圧，試料の圧密前の初期間隙比は，そ れぞれ，図中に示す通りである．いずれの拘束圧におい ても排水条件時と同様，ピークは現れず線形的挙動を示 し，図-3の排水試験時のような逆反りのひずみ硬化傾向 は呈さない．これは，非排水条件下におけるせん断載荷 により，ある程度の過剰間隙水圧が発生し有効応力が低 下したことによると考えられる．これは次に述べる図-6 (c)に示す有効応力経路からも，有効応力の低下に相当 する間隙水圧の上昇が読取れる．また除荷時には，排水 単調せん断試験と同様な非線形弾性的挙動を示している． b) 平均主応力一定せん断試験と等方圧縮除荷試験 図-6(a)に拘束圧100kPaにおける平均主応力一定せん断 試験の軸差応力－軸ひずみ関係を，図-6(b)に体積変化を， 図-6 (c)にその有効応力経路を示し，比較のために側圧一 図-3 排水単調せん断試験軸差応力－軸ひずみ関係 0 5 10 15 20 25 -50 0 50 100 150 200 250 300 Dev ia to r s tr e ss q (k P a ) Axial strain
a(%) σ'c:200 kPa σ'c:100 kPa σ'c:50 kPa σ3：200 kPa ，e0=0.878 σ3：100 kPa ，e0=0.832 σ3： 50 kPa ，e0=0.764 0 5 10 15 20 25 0 2 4 6 8 10 Vo lum e tr ic s tr a in v(% ) Axial strain a(%) σ'c：200 kPa ，e0=0.878 σ'c:200 kPa σ'c:50 kPa σ'c:100 kPa σ'c：100 kPa ，e0=0.832 σ'c：50 kPa ，e0=0.764 図-5 非排水単調せん断試験軸差応力－軸ひずみ関係 0 5 10 15 20 25 -50 0 50 100 150 200 250 300 σ'c:50 kPa De v iato r st re ss q (k P a ) Axial strain
a(%) σ'c:100 kPa σ'c:200 kPa σ'c：50 kPa ，e0=0.830 σ'c：100 kPa ，e0=0.850 σ'c：200 kPa ，e0=0.830 図-4 排水単調せん断試験体積ひずみ－軸ひずみ関係定試験の結果も併せて表示している．平均主応力一定せ ん断試験における体積ひずみは，通常の土ではダイレイ タンシーによるものであるが，タイヤチップにおいても そうなのか否かを調べた．また，図-7には，等方圧縮・ 除荷試験による体積ひずみと有効応力の関係を示してい る．試料の初期間隙比および乾燥密度は，e0=1.040 (ρd=0.577 g/cm3) であった．なお，図-6，図-7において実線 (a) 軸差応力－軸ひずみ関係 (b) せん断載荷時および除荷時体積ひずみ－軸ひずみ関係 (c) 有効応力経路 図-6 平均主応力一定試験結果と側圧一定試験結果 q≒140 kPa 0 5 10 15 20 25 -50 0 50 100 150 200 250 De v iato r st re ss q (k P a ) Axial strain
a(% ) c'=100ｋPa 平均主応力一定：排水，e0=0.794 側圧一定：排水，e0=0.832 側圧一定：非排水，e0=0.850 平均主応力一定：非排水，e0=0.776 0 50 100 150 200 250 -50 0 50 100 150 200 250 c'=100ｋPa De v iato r st re ss q (k P a)Mean normal effectiv e stress p' (kPa) 平均主応力一定：排水 e0=0.794 e0=0.850 側圧一定：非排水 側圧一定：排水，e0=0.832 平均主応力一定：非排水， e0=0.776 q≒140 kPa ｐ’≒140 kPa 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 2 4 6 8 10 側圧一定：排水，e0=0.832 Axial strain a(%) V o lu m e tr ic s tr a in v (% ) 平均主応力一定：排水，e0=0.794 σ'c=100kPa 10 100 1000 35 30 25 20 15 10 5 0 e0= 1 .0 4 0
Me an n orm al effec tiv e s tre s s p ' ( k P a)
V o lu m e tri c s tra in
v (% ) 図-7 等方圧縮除荷試験結果 -10 -5 0 5 10 -10 0 -5 0 0 5 0 10 0 A xia l str ai nε
a( % ) f=0 .1 Hz σc'=10 0 k P a σd/2σc'=0 .2 3 D e vi a to r st re s s q (k Pa ) e0=0 .7 6 8 (a) 軸差応力－軸ひずみ関係 0 50 100 150 -10 0 -5 0 0 5 0 10 0 Me a n n o rm a l e ffec ti ve s tr e ss p '( kP a) f=0 .1 Hz σc'=10 0 k P a σd/2σc'=0 .2 3 D e vi a to r str e s s q (k Pa ) e0=0 .7 6 8 (b) 有効応力経路 (c) 間隙水圧時刻歴 p’≒140 kPa 約 4% 0 20 0 40 0 60 0 -10 0 -5 0 0 5 0 10 0 Time t (sec) E x c e ss po re w a te r pr e s s u re ⊿ u( k P a ) f=0 .1 Hz σc'= 1 0 0 kP a σd/2σc'= 0 .2 3 e0= 0 .7 6 8 図-8 非排水繰返し三軸試験結果は載荷時を，破線は除荷時を示す．図-6(a), (b)より，平 均主応力一定と側圧一定せん断試験の排水，非排水いず れの条件においても，載荷時はεa=20%に至っても軸差応 力および軸ひずみは線形的増加傾向を示すだけで破壊に 至る兆候は見られない．そして排水試験では，体積変化 も圧縮側にほぼ直線的な増加傾向を呈している．また， 排水条件下での平均主応力一定試験と側圧一定試験結果 でのεa=20%の時点において，体積変化の差が約2%であ るのに対し，εa=20%時点での側圧一定せん断試験におけ る平均主応力p’を図-6(a)-(c)から読み取るとp’ ≓ 140kPaと なり，図-7の等方応力載荷試験結果より，平均有効主応 力100kPaと140kPaの体積ひずみ差が約4%と読取れ，等方 圧縮による体積変化は，せん断による体積変化の約2倍 の差があり，側圧一定排水せん断時の体積変化が，平均 主応力の増加によるものとせん断によるものの重ね合わ せでは表すことはできない．さらに，図-6(c)から非排水 条件下の平均主応力一定試験ならびに側圧一定試験の結 果より，せん断載荷時に間隙水圧が発生するが，せん断 除荷時にはこの間隙水圧も消滅し残留しないことから， 非排水せん断による間隙水圧発生も排水せん断時の弾性 的な体積ひずみの発生と対応するものと考えられる．以 上のことから，一般に，せん断による体積変化は，ダイ レイタンシーと定義されるが，ダイレイタンシーは粒子 の回転・移動による非可逆的現象であり，除荷により戻 るものではない．しかし，タイヤチップ粒子のせん断に よる体積変化は除荷により回復し，可逆的であることか ら粒子の伸縮によるものであり，粒子の移動に伴うダイ レイタンシーではないと判断する．ただし，図-6(b)に示 す側圧一定排水せん断除荷時に，わずかに生じている残 留体積ひずみは，主な骨格構造をなさない細かなサイズ の粒子の移動に起因するものと推測する．また，タイヤ チップの体積変化には，せん断載荷除荷の場合はほとん ど元に戻るが，等方圧縮除荷の場合には数％ではあるが 残留体積ひずみが生じるという載荷の違いによる特性の 違いがあることも確認できる． c) 非排水繰返し三軸試験 図-8は，飽和供試体に対し有効拘束圧σ’c=100kPa，載 荷周波数0.1Hzで行った非排水繰返し三軸試験結果の一 例を示すものであり，(a)，(b)，(c)はそれぞれ軸差応力 －軸ひずみ関係，有効応力経路，間隙水圧時刻歴を示す． なお，供試体の圧密前の初期間隙比は，図に示す通りで ある．図-8(a)より，軸ひずみεaはタイヤチップの剛性が 低いことから，載荷初期から大きく発生し，1サイクル で両振幅ひずみがDA=5%に達してしまい，その後の繰 返しせん断によっても発達することはなく同じヒステリ シスループを描いていることが認められる．また図-8(b) より，繰返しせん断により間隙水圧の変化もあるが，振 動するのみで累積はしないことが観察される．これらの 事象は，図-8(c)の間隙水圧の時刻歴にも反映され，間隙 水圧は，初期の載荷で，Δu=20kPa程度となり，その後繰 返し回数が増加してもその波形は，ほとんど一定の振幅 を保ち，上昇することはないことが判る．飽和砂におい ては繰返しせん断を受けると間隙水圧が上昇し有効応力 の低下により剛性が低下して，せん断ひずみ振幅が上昇 する．飽和砂の液状化の定義が，間隙水圧が初期有効応 力まで上昇するか，軸ひずみ振幅がDA=5%に至るかの いずれかで定義されるが，通常これらは並行して起こる． しかし，タイヤチップはそもそも剛性が非常に低く軸ひ ずみ振幅は最初からDA=5%を超える場合があるが，非 排水繰返し三軸試験結果から有意な間隙水圧の上昇およ び累積がないことから，液状化はしないと判断される． d) 載荷速度の影響 一連の単調および繰返し三軸試験を実施した結果を比 較すると，載荷せん断速度の違いにより剛性の大きさや 間隙水圧の発達に差が生じていることがわかる．両試験 では載荷の仕方が，単調せん断試験ではひずみ速度一定 であり，繰返し試験は周波数を一定とした正弦波による (a) 軸差応力－軸ひずみ関係 (b) 有効応力経路 図-9 速度依存性確認試験結果 0 25 50 75 100 125 150 -50 -25 0 25 50 75 100 125 150 De v ia to r st re ss q (k Pa )
Mean normal effectiv e stress p' (k Pa)
載荷速度=0.1mm/min e0=0.850 載荷速度=5.0mm/min e0=0.810 σ'c=100 k Pa 0 5 10 15 20 25 -50 0 50 100 150 200 250 300 De v iato r st re ss q (k P a ) Axial strain a(%) 載荷速度=0.1mm/min e0=0.850 載荷速度=5.0mm/min e0=0.810 σ'c=100 k Pa
応力制御と異なるので，繰返しせん断試験の初期載荷部 分と単調せん断試験結果を比較した．図-8(a)より，繰返 し三軸試験による1サイクル目の軸ひずみεa=2.5%に相当 する軸差応力はq≓ 50kPaであるのに対し，図-5より，非 排水単調せん断試験では，εa=2.5%に相当する軸差応力 はq ≓13kPaであり，両者の剛性に違いがあることが確 認できる．また，有効応力経路の違いも認められる．図 -6(c)と図-8(b)を比較すると，非排水単調せん断試験では， 有効応力が4割程度低下しているのに対し，非排水繰 し三軸試験では，1割程度しか低下してない．これらの 事象より，タイヤチップにはひずみ速度依存性があるこ とが認められる．そこで非排水単調せん断試験において， 有効拘束圧σ’c=100kPa，軸ひずみ速度を0.1mm/minと 5.0mm/minの2種類で載荷および除荷試験を行った．なお， 供試体の圧密前の初期間隙比および乾燥密度は，前者が e0=0.850(ρd=0.637g/cm3)，後者がe0=0.810(ρd=0.650g/cm3)であ った．図-9にその結果を示す．図中実線は載荷時を， 破線は除荷時を示す．図-9(a)は，ひずみ速度の違いによ る軸差応力－軸ひずみ関係の違いを示しているが，この 図より，やはりひずみ速度が大きい程，軸差応力が大き くなることが認められる．また，図-9(b)は，ひずみ速度 の違いによる有効応力経路の違いを示しているが，載荷 終了時(εa=20%時)にひずみ速度が大きい後者の方は，有 効応力低下が1割程度であるのに対し，ひずみ速度の小 さい前者では，4割程度の有効応力低下が確認でき，有 効応力低下（過剰間隙水圧発生）が，繰返し三軸試験で は生じ難いが単調三軸試験では生じ易い事象と合致する． ちなみに，繰返し三軸試験の1サイクル目の軸ひずみ速 度は，約60.0 mm/minに相当する．以上の結果を勘案する と，タイヤチップには，ひずみ速度依存性があることが 確認でき，地震時のようにせん断ひずみ速度の大きい場 合には間隙水圧の発生量は小さく，残留もないことが推 測される． 3. 動的変形特性 前述の単調および繰返し三軸試験の結果より，タイヤ チップは液状化を生じる材料ではなく，過剰間隙水圧の 上昇を抑制する効果があることを確認した．タイヤチッ プの動的変形特性については，金子，兵動らは，中空ね じりせん断試験機を用い，廃タイヤの金属ワイヤー類を 除去し，粒径が1mm以下となるように裁断したタイヤチ ップと同じく粒径1mm以下の相馬珪砂を用い，タイヤチ ップならびにタイヤチップ砂混合試料について実験を行 っている20)．表-2および図-10～図-14は，この研究成果 をタイヤチップと相馬珪砂の各単体について比較考察す るために，ここで整理し直したものである．相馬珪砂と タイヤチップの等価せん断弾性係数Geqと片振幅せん断 ひずみ(γ)SAの関係を図-11(a)-(b)に，履歴減衰率hと片振幅 せん断ひずみ(γ)SAの関係を図-12(a)-(b)に，等価せん断弾 性係数Geqを初期せん断弾性係数G0で正規化したGeq/G0と 図-10 粒径加積曲線 (b) σc’=100kPa (a) σc’=50kPa 0.00 010 0 .00 1 0 .0 1 0.1 1 10 20 40 60 80 100
Single amplitude shear strain, (γ)SA (%)
E qu iv a le nt s h ea r m o du lu s , G eq (M P a ) □相馬 珪 砂 ◆タイ ヤ チ ッ プ σ'c=50kPa 54.5MPa 0.50MPa 0.00 010 0 .00 1 0 .0 1 0.1 1 10 20 40 60 80 100
Single amplitude shear strain, (γ)SA (%)
E q u iva le n t sh e a r m o d u lu s, G eq (M P a ) □相馬 珪 砂 ◆タイ ヤ チ ッ プ σ'c=100kPa 73.9MPa 0.77MPa 表-2 試料の物理的性質 図-11 等価せん断弾性係数と片振幅せん断ひずみの関係 0.010 0.1 1 10 20 40 60 80 100 Pe rc e nt f ine r by w e ig ht ( % ) Grain size (mm) タイヤチップ 相馬珪砂 試料 タイヤチップ 相馬珪砂 細粒分含有率：Fc（％） 0 0 粒子密度：ρs（g/cm 3 ） 1.150 2.645 最大間隙比：emax 2.502 1.077 最小間隙比：emin 1.786 0.680
片振幅せん断ひずみ(γ)SAの関係を図-13(a)-(b) に，過剰間 隙水圧を有効拘束圧で正規化した値と片振幅せん断ひず み(γ)SAの関係を図-14(a)-(b)に，有効拘束圧σ’c=50，100kPa の場合について示す． 図-11より，タイヤチップの初期せん断弾性係数は， 珪砂と同等に拘束圧の影響を受けているが，非常に小さ く，いずれの有効拘束圧においても珪砂の約1/100程度 の値となっており，珪砂のせん断ひずみ振幅1％以上に おけるせん断剛性とほぼ等価な剛性を示している．すな わち，タイヤチップのせん断弾性係数は，液状化を起こ した状態の砂のそれと同等であると言える．タイヤチッ プにおいては，剛性がこのように低いことがせん断波の 伝搬を低減し，後に 述べる地震時の免震効果を引き出 すものと考える．また図-12より履歴減衰率は，タイヤ チップにおいては低いひずみ領域においても高い値を示 しているのに対し，珪砂の場合は，片振幅せん断ひずみ (γ)SA＝0.01％程から急激に増加していることや，タイヤ チップのh～γ関係は有効拘束圧の影響を受けないことが 見て取れる． 次に図-13より，Geq/G0の減少は珪砂の場合は有効拘束 圧の影響を受け，拘束圧の増加により低下を始めるせん 断ひずみ振幅が増加するが，概ねせん断ひずみ振幅が 0.01％程度で急激に低下するのに対し，タイヤチップの (a) σc’ =50kPa (b) σc’ = 100kPa 図-13 Geq/G0と片振幅せん断ひずみの関係 0.00 01 0 .00 1 0 .0 1 0.1 1 10 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 1.2
Single amplitude shear strain, (γ)SA (%)
N o rm al iz ed s hea r m odu lus , Geq /G 0 □相馬 珪 砂 ◆タイ ヤ チ ッ プ σ'c=50kPa 0.00 01 0 .00 1 0 .0 1 0.1 1 10 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 1.2
Single amplitude shear strain, (γ)SA (%)
N o rm al iz ed s h ea r m o du lus , G eq /G 0 □相馬 珪 砂 ◆タイ ヤ チ ッ プ σ'c=100kPa 0.00 010 0 .00 1 0 .0 1 0.1 1 10 5 10 15 20 25 30 D a mp in g r a ti o, h (% )
Single amplitude shear strain, (γ)SA (%)
□相馬 珪 砂 ◆タイ ヤ チ ッ プ σ'c=50kPa (a) σc’ = 50kPa (b) σc’ = 100kPa 図-12 履歴減衰率と片振幅 せん断ひずみの関係 0.00 010 0 .00 1 0 .0 1 0.1 1 10 5 10 15 20 25 30 D a mp in g r a ti o , h ( % )
Single amplitude shear strain, (γ)SA (%)
□相馬 珪 砂 ◆タイ ヤ チ ッ プ σ'c=100kPa (a) σc’=50kPa (b) σc’=100kPa 0.00 01 0 .00 1 0 .0 1 0.1 1 10 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0
Single amplitude shear strain, (γ)SA (%)
E x ce s s p o re w a te r p re s s u re ra ti o , Δ u/ σ 'c □相馬 珪 砂 ◆タイ ヤ チ ッ プ σ'c=50kPa 0.00 01 0 .00 1 0 .0 1 0.1 1 10 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0
Single amplitude shear strain, (γ)SA (%)
Ex ce ss p o re w a te r p re s su re ra ti o , Δ u/ σ ' c □相馬 珪 砂 ◆タイ ヤ チ ッ プ σ'c=100kPa 図-14 過剰間隙水圧比と片振幅せん断ひずみの関係
場合は有効拘束圧の影響を受けず，せん断ひずみ振幅が 約10倍高い0.1％を超える付近から緩やかに低下する傾 向が認められる．この事象は，タイヤチップは珪砂に比 べ弾性域が長く，間隙水圧の発生による有効応力の低下 に伴う剛性低下が生じていないことによると考えられる． この結果は，図-14に示すように，間隙水圧が珪砂の場 合で，せん断ひずみ振幅が0.01％を超えたところで，タ イヤチップの場合は， 0.1％を超えたところでそれぞれ 発生し始めていることや，間隙水圧の発生量がタイヤチ ップの場合，珪砂に比べ低いことと対応している． 4. オンライン地震応答解析 前述までの単調および繰返し三軸試験や動的変形試験 の結果から，タイヤチップは液状化を起こす材料ではな く，過剰間隙水圧の上昇を抑制する効果を持つことが確 認された．これらの特性を，飽和砂地盤上の戸建住宅 基礎地盤に適用し，地震時の液状化および応答の低減効 果について，せん断による地盤材料の間隙水圧の上昇に 伴う有効応力の変化および材料の非線形も考慮でき，液 状化過程まで扱える手法であるオンライン地震応答解析 にて検討した． (1) 実験解析に用いた試料 実験試料には，東北地方太平洋沖地震で甚大な被害が 起きた千葉県浦安市今川地区の液状化被害宅地から採取 した砂質土を用いた．実験にて地盤改良材として用いた タイヤチップは，前述の要素実験で用いたものと同じで， 大型トラックの廃タイヤを，粉状に細かく裁断した粒径 1mm以下のタイヤチップである．また図-15は，実験に 用いた今川砂ならびに比較参照のための豊浦砂について， 非排水繰返し三軸試験より求めた両振幅ひずみが， εDA=5%に至るのに必要な繰返し応力比σd//2σ’cと繰返し回 数 N の関係を示したものである． 図-15 繰返し強度曲線 図-16 オンライン地震応答解析の概要 図-17 実験用想定地盤モデル 表-3 未改良ケース時解析パラメータ 表-4 改良ケース時解析パラメータ 湿潤単位体積重量 せん断強度 初期せん断剛性 γt （kN/㎥） τf（kPa) G0(MPa) α β S0 5 2.35 － 11.77 1 1 S1 2 16.70 － － S2 2 16.70 － － S3 2 16.70 － － S4 2 18.00 25.73 29.79 1.98 1.98 S5 2 18.00 32.61 29.79 1.98 1.98 S6 2 18.00 44.89 44.98 1.98 1.98 S7 1 18.00 44.64 29.79 1.98 1.98 S8 1 18.00 65.76 72.07 1.98 1.98 S9 1 18.00 47.97 22.61 1.98 1.98 S10 2 18.00 56.67 29.79 1.98 1.98 S11 1 18.00 57.57 22.61 1.98 1.98 S12 2 18.00 62.37 22.61 1.98 1.98 オンライン：今川砂 オンライン：今川砂 層No. 層厚(m) 修正R-O パラメータ オンライン：今川砂 湿潤単位体積重量 せん断強度 初期せん断剛性 γt （kN/㎥） τf（kPa) G0(MPa) α β S0 5 2.35 － 11.77 1 1 S1 2 16.70 － － S2 2 11.27 － － S3 2 16.70 － － S4 2 18.00 21.18 29.79 1.98 1.98 S5 2 18.00 28.05 29.79 1.98 1.98 S6 2 18.00 39.72 44.98 1.98 1.98 S7 1 18.00 40.09 29.79 1.98 1.98 S8 1 18.00 59.53 72.07 1.98 1.98 S9 1 18.00 43.73 22.61 1.98 1.98 S10 2 18.00 52.12 29.79 1.98 1.98 S11 1 18.00 53.33 22.61 1.98 1.98 S12 2 18.00 58.13 22.61 1.98 1.98 オンライン：今川砂 層No. 層厚(m) 修正R-O パラメータ オンライン：今川砂 オンライン：タイヤチップ 5(m) 0 -2 Ｓ１層：液状化現場採取土 2m -4 Ｓ２層：タイヤチップor液状化現場採取土 2m -6 Ｓ３層：液状化現場採取土 2m -8 Ｓ４層：細砂 2m -10 Ｓ５層：細砂 2m -12 Ｓ６層：細砂 2m -13 Ｓ７層：シルト混り細砂 1m -14 Ｓ８層：細砂 1m -15 Ｓ９層：砂質シルト 1m -17 Ｓ１０層：シルト混り細砂 2m -18 Ｓ１１層：砂混りシルト 1m -20 Ｓ１２層：砂混りシルト 2m 5m 質点１ 質点２ 質点３ 質点４ 質点５ 質点６ 質点７ 質点８ 質点９ 質点１０ 質点１１ 質点１２ 質点１３ 戸建２階 地下水位 ＧＬ 入力地震波 線形解析層 （修正Ｒ－Ｏモデル） 非線形解析層 （修正Ｒ－Ｏモデル） オンライン層 （要素試験：非排水 単純せん断試験） 人工的 非液状化層 0.1 1 10 10 0 100 0 0 .0 0.1 0 .2 0 .3 0 .4 0 .5 0.1 1 10 10 0 100 0 0 .0 0.1 0 .2 0 .3 0 .4 0 .5 ｃ'= 100k Pa C ycl ic s h e a r st re ss r a ti o d /2 c ' D A= 5% Dr= 50% ： 豊 浦 砂 ： 今 川 砂 Num be r of cycle s (N) ｃ'= 100k Pa C ycl ic s h e a r st re ss r a ti o d /2 c ' D A= 5% Dr= 50%
(2) 実験概要と実験用地盤モデルならびに解析条件 オンライン地震応答解析の概要21)を図-16に，実験解 析用想定地盤モデルを図-17に示す．オンライン応答実 験は，実験対象地盤を質点系にモデル化し，地震応答実 験と要素試験としての単純せん断試験を同時に実施し， 時々刻々に変化する地盤の非線形な復元力を要素試験の 供試体から直接求め，それをオンラインで応答解析に結 び付けて地震時の地盤挙動をシュミュレートするもので ある．オンライン地震応答解析は以下のように行う．本 研究では，3連の単純せん断試験機を用い，図-17のよう に実験用想定地盤を多質点系にモデル化し，まずオンラ イン層各層の初期応力を各単純せん断試験機に与える． 次に想定基盤面から地震動を入力し，支配運動方程式を 時系列で解き，各時間ステップで応答変位を求める．得 られた応答変位に相当するせん断ひずみを供試体に与え， 試験により得られた復元力を運動方程式にフィードバッ クして，次のステップの応答変位を算出する．すなわち， 本手法はこれらの過程を地震動が継続する間繰り返すこ とで，時々刻々に変化する地盤の非線形な復元力を要素 試験の供試体から直接求め，それをオンラインで応答解 析に結びつけて地震時の地盤挙動を再現するものである． なお，運動方程式を数値的に積分して解を定めていく数 値積分法に関しては，第1ステップでは線形加速度法を 用い，第2ステップ以降では衝撃加速度法を採用した22)． ステップにより積分法を変えた理由は，第1ステップで は衝撃加速度法に必要なそれ以前の変位やせん断応力が 未知であるためであり，第2ステップ以降では線形加速 度法の接線剛性の精度の信頼性が低いためである．積分 時間間隔は0.02秒とした．ここで，粘性減衰については 解析の安定性のために試行錯誤により最低の値を与えた． レーリー減衰を導入し，質量比例型の係数についてはα ＝0とし，剛性比例型の係数βのみを考慮した．βの値は 対象とする多層地盤を等価な均一様地盤として，1/4波 長則に基づいて地盤の1次固有振動数を求め，砂地盤の 初期減衰定数h0＝0.02として算出し，β＝0.004を設定した． 本システムの要素実験部分は，日下部ら23)により開発さ れた簡易単純せん断試験機を用いている．本手法によれ ば，複雑な土の構成式に頼らず，加速度，過剰間隙水圧 時刻歴や有効応力経路などの実際地盤の動的な液状化挙 動の状態を評価することが可能となる．ただし，多層か らなる地盤の全てをオンライン層にすることは，システ ムが高価になるばかりでなく作業も煩雑化するので，液 状化が予想される図-17に示す地表面付近の3層(S1, S2, S3) のみオンライン層にして要素試験で復元力を求め，他の 層は修正R-Oモデルで復元力を求めるサブストラクチャ 法を採用している． 実験解析ケースは，未改良時とし てオンライン層全てを今川砂とした場合と，改良時とし てオンライン層のうちS2層のみをタイヤチップとした場 図-19 有効応力経路 図-20 せん断応力－せん断ひずみ関係 (a) 未改良地盤モデル (b) 改良地盤モデル (a) 未改良地盤モデル (b) 改良地盤モデル 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 110 12 0 13 0 -13 0 -10 0 -7 0 -4 0 -10 2 0 5 0 8 0 110 13 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 110 12 0 13 0 A c c e le ra ti on (G al ) Tim e (sec) Input earthquake m otion
αm a x=125.1 Gal K-NET Urayasu CHB 008-NS 図-18 入力加速度波形 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 -15 -10 -5 0 5 10 15 S2層 今川砂 τma x= 8 .1 kP a σv0'= 3 2 .0 k P a σh 0'= 1 6 .0 k P a
Ef f evtive ver tical s tress σｖ' ( kP a)
Sh e a r s tre ss τ (k P a ) 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 -15 -10 -5 0 5 10 15 S3層 今川砂 τma x= 1 0 .0 k P a σv0'= 4 6 .0 k P a σh 0'= 2 3 .0 k P a
Ef f evtive ver tica l s tres s σｖ' ( k Pa)
Sh ea r stre ss τ (k P a ) 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 -15 -10 -5 0 5 10 15 タイヤチップ τma x= 3 .8 kP a σv0'= 2 7 .0 k P a σh 0'= 1 3 .5 k P a S2層
Ef f ec tive ver tic al stressσｖ' ( kPa)
Sh ea r s tre ss τ (k P a ) 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 -15 -10 -5 0 5 10 15 σv0'= 3 5 .5 k P a σh 0'= 1 7 .7 k P a 今川砂 τma x= 7 .6 k P a S3層
E f f ec tive ver tic al s tres sσｖ' ( kPa)
She a r st res s τ (k P a ) 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 -15 -10 -5 0 5 10 15
Ef f evtive ver tical s tress σｖ' ( kPa) S1層 今川砂 τma x= 4 .5 kP a σv0'= 1 8 .0 k P a σh 0'= 9 .0 kP a Sh ea r str e s s τ (k P a ) 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 -15 -10 -5 0 5 10 15
Ef f ec tive ver tic al s tre ssσｖ' ( kPa) 今川砂 τma x= 3 .2 kP a σv0'= 1 8 .7 k P a σh 0'= 9 .4 kP a S1層 Sh ea r stres s τ (k P a ) -15 -10 - 5 0 5 10 15 -15 -10 -5 0 5 10 15 Sh ea r stress (kP a ) She ar strain γ(%) 今川砂 τma x= 3 .2 k P a σv0'= 1 8 .7 k P a σh 0'= 9 .4 kP a S 1層 -15 -10 - 5 0 5 10 15 -15 -10 -5 0 5 10 15 Sh ea r st re ss (kP a ) Shear strain γ(%) S 1層 今川砂 τma x= 4 .5 kP a σv0'= 1 8 .0 k P a σh 0'= 9 .0 kP a -15 -10 - 5 0 5 10 15 -15 -10 -5 0 5 10 15 S2層 今川砂 τma x= 8 .1 k P a σv0'= 3 2 .0 k P a σh 0'= 1 6 .0 k P a Shea r s tress (k P a ) Sh ear strain γ(%) -15 -10 - 5 0 5 10 15 -15 -10 -5 0 5 10 15 S 3層 今川砂 τma x= 1 0 .0 k P a σv0'= 4 6 .0 k P a σh 0'= 2 3 .0 k P a Sh ea r stres s (k P a ) Shear s train γ(%) -15 -10 - 5 0 5 10 15 -15 -10 -5 0 5 10 15 タイヤチップ τma x= 3 .8 kP a σv0'= 2 7 .0 k P a σh 0'= 1 3 .5 k P a S2層 Shea r stress (kP a ) Shear strain γ(%) -15 -10 - 5 0 5 10 15 -15 -10 -5 0 5 10 15 今川砂 τma x= 7 .6 k P a σv0'= 3 5 .5 k P a σh 0'= 1 7 .7 k P a S3層 Shea r stress (k P a ) Shear strain γ(%)
図-22 質点 1（住宅）での応答 （加速度時刻歴とフーリエスペクトル） 合の2ケースを考え，修正R-Oモデルの解析パラメータ にはそれぞれ，表-3，表-4に示す値を設定しており，式 (1)～式(4)より決定した． なお，図-17に示す想定地盤モデルは，千葉県地質環境 インフォメーション24)より今川砂採取住所近隣データを 参考に想定しており，得られたN値情報より，Imai and Tonouchi25)の式(1)から初期せん断剛性G 0は算定した． ま た砂質土の減衰定数hmaxは0.21とし26)，βは算定した．そ して入力加速度は，K- NET浦安(CHB008)地表面観測波27) を，基盤をGL-20mにある剛基盤として想定し入力した． 但し入力波としては，図-18に示すK－NET浦安波0s－ 300sの経時データのうち主要動の前半を含む30s－130sの 経時データ100秒間を用いた．入力波に100秒間しか用い なかったのは，単に使用したコンピュータのデータ許容 量の限界によるものである．本研究におけるオンライン 地震応答実験・解析で確認したい優先事項は，地盤材料 工学的見地から未改良地盤では液状化が生じている戸建 住宅基礎下地盤に，タイヤチップを用いた場合に液状化 ならびに応答の低減効果を評価・確認できるかである． 本研究当初は，先ず地震工学的見地からオンライン地震 応答解析にて，東北地方太平洋沖地震で液状化被害が甚 大であった千葉県浦安市今川地区の宅地での液状化を再 現することを試みたが，前項で既述しているように今川 砂は，細粒分含有率がFc=42%と高く，また繰返し強度 が，豊浦砂より高いことや，本来，今川地区の基盤は GL- 40m程度に位置し，K-NET浦安地表面観測波を重複 反射理論に基づき，基盤まで戻しても入力加速度は小さ くなり，この値を基盤入力しても未改良地盤モデルケー スにおいて，地表面に液状化の兆候が確認できなかった ので，こういった実験解析条件で対応した．供試体寸法 は，直径6cm，高さ4cm の円筒であり，今川砂は細粒分 含有率が高く飛散するので，水中落下法にて作製した． 供試体の初期状態の物性値は，乾燥密度がρd=1.180 g/cm3 であり，間隙比がe=1.140(相対密度 Dr=50%)程度となるよ うに，タイヤチップは突固め法により作製し，乾燥密度 がρd=0.521 g/cm3であり，間隙比がe=1.260程度となるよう に突固めた．便宜上，これを今川砂と同様に相対密度で 仮に表現すると，相対密度がDr=130%になるように突固 めたことになる． (3) 実験結果と考察 a) 有効応力経路およびせん断応力－せん断ひずみ関係 図-19はオンライン層(S1，S2，S3)における有効応力経 路を，未改良地盤モデルと改良地盤モデルの両ケースに ついて示し，同様のケースについてのせん断力－せん断 ひずみ関係を示したものが，図-20である．S3層は両ケ ースとも大きく有効応力が減少し，せん断剛性の低下お よびひずみの増大が著しく，いずれのモデル地盤もほぼ 液状化の兆候に至っていることが確認できる．ここで (a) 未改良地盤モデル (b) 改良地盤モデル 図-21 過剰間隙水圧時刻歴 (a) 未改良地盤モデル (b) 改良地盤モデル -13 0 -10 0 -7 0 -4 0 -10 2 0 5 0 8 0 110 13 0 3 04 0 5 0 6 0 7 0 8 09 0 10 0 110 12 0 13 0 Time (sec) A c c e ler at ion (G al ) 質点1 (Detach ed house) αm a x= 1 0 .9 G al -13 0 -10 0 -7 0 -4 0 -10 2 0 5 0 8 0 110 13 0 3 0 4 0 5 0 6 07 08 0 9 0 10 0 110 12 0 13 0 Time (sec) A c c e le ra ti on (G al) 質点1 (Detach ed house) αm a x=33.1 G al 0.1 1 10 0 150 3 00 Fre qu e n c y (H z) F o ur ie r s p e c tr um ( G a l・ se c) 入力波 質点1:住宅 0.1 1 10 0 15 0 3 0 0 Fre qu e n c y (Hz) 入力波 質点1:住宅 F o ur ie r s pe c tr um ( G a l・ se c) ここに，G0：初期せん断剛性 (kPa) ここに，σ´v：有効上載荷圧 (kPa)
0.68
0 98144N G f c vtan max max 2 2 h h 1 2 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 S1層 (今 川砂) Ma x= 0 .7 1 Time t (sec) P o re w a te r pre s s u re rat io u /σ V0 ' 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 P o re w a te r pre s s u re rat io u/ σ V0 ' S2層 (今 川砂) M ax= 0 .5 7 Time t (sec) 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 P o re w a te r pr e s s u re rat io u /σ V0 ' Ma x= 0 .8 7 Time t (sec) S3層 (今 川砂) 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 S1層 (今 川砂) Max=0 .14 Time t (sec) P o re w a te r pre s s u re rat io u/ σ V0 ' 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 P o re w a te r pre s s u re ra ti o u/ σ V0 ' S2層 (タ イヤ チ ッ プ) Ma x= 0 .0 4 Time t (sec) 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 0 10 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 P o re w a te r pre s s u re rat io u /σ V0 ' Ma x= 0 .9 7 S3層 (今 川砂) Time t (sec) (1) (2) (3) (4)液状化の兆候とは，有効応力が0の状態には到達してい ないが，過剰間隙水圧が蓄積し有効応力が0へと漸近す る状態を指している．未改良地盤モデルの場合，下層で あるS3層の液状化により，地震動が伝搬しずらくなりS2 層では完全に液状化に至っていないこと，S1層はS3層ま ではいかないが，液状化に近い状態にあることが見て取 れる．一方改良地盤モデルの場合，タイヤチップ層であ るS2層とその上層であるS1層においてもほとんど有効応 力の減少は無く，せん断応力－せん断ひずみ関係もS2層， S1層ともに剛性は保たれ，ひずみの非線形性増大も無く， ほぼ線形の関係にあることが判る．また，タイヤチップ は剛性が低いため，せん断ひずみが最初から大きく発生 はするものの，繰返しせん断により発達することはなく， この傾向は，前述の単調および繰返し三軸試験結果と対 応している． b) 過剰間隙水圧時刻歴 図-21は100秒間，加振した際の過剰間隙水圧比の時刻 歴を示している．図-19の有効応力経路と見比べると， 未改良地盤モデルの場合，今川地区現場採取試料土であ るS1, S2, S3の各層において，過剰間隙水圧比は0.9までは 至っていないが，100秒間に大きく増加し液状化兆候が 見て取れる．今回入力波としては，図-18に示すK－NET 浦安波0s－300sの全観測データのうち主要動の前半を含 む30s－130sの経時データ100秒間のみを用いたため，ま だ上昇すると見て取れる間隙水圧の上昇が途中で終わっ ており，実験解析結果に一部影響は出ているものの，液 状化挙動は捉えられていると考える．改良地盤モデルの 場合，タイヤチップ改良層直下の今川地区現場採取試料 土であるS3層では，過剰間隙水圧比が0.97まで至ってい るにも関わらず，改良層であるS2層のタイヤチップ層で は，過剰間隙水圧比が0.04とほとんど増加していない． また，このタイヤチップ改良層上層の今川地区現場採取 試料土であるS1層でも，過剰間隙水圧比は0.14となって おり，わずかに発生するに留まっており，結果的に地表 面下GL- 2～- 4mの改良で，人工的非液状化層を地表面下 4mまで構築できていることを確認できる． c) 加速度時刻歴および加速度フーリエスペクトル 図-22は図-17に示す実験用想定地盤モデルにおいて， 図-18に示す入力加速度波で100秒間オンライン地震応答 解析を実施した際の質点1（住宅）における応答加速度 時刻歴と加速度フーリエスペクトルを示す．なお加速度 フーリエスペクトルについては，加速度の周波数成分変 化が大きい周波数領域0.1～10Hz間について示している． この結果より，未改良地盤モデルと改良地盤モデルを 比較すると，S2層をタイヤチップにより置換した場合， 住宅の水平方向固有振動成分を含む0.1～5Hz間の周波数 成分が低減されていることが見て取れ，この事象が起因 し，質点1における応答加速度のオールパス値（周波数 範囲全体の加速度成分の大きさ）の時系列データの最大 値が，未改良の場合は33.1galで，改良の場合は10.9galと なり，住宅への伝搬加速度は1/3以下になったことを確 認した．この応答振動低減事象は，せん断波がせん断抵 抗のない液体中を伝搬しないことと同様に，タイヤチッ プのせん断剛性は，前述したとおり有効拘束圧の影響を 受けているが，その値は非常に小さく，砂の約1/100程 度であり（図-11），せん断波を伝え難い材料であるこ とに起因するものと考える．質点1での最大応答水平変 位は，未改良地盤モデルの場合で25cm程度であったが， タイヤチップ改良地盤モデルの場合で15cm程度に低減 されており，タイヤチップによる応答低減の効果を反映 している ． d) 今後の研究課題 今後の研究課題としてオンライン地震応答解析では， 解析対象地盤を一次元の質点系に置換したため，実地盤 における周辺地盤の影響を考慮していない問題が残る． 現状のオンライン実験では，要素を増やすためには多額 の費用を要すことから，1次元による評価としたが，主 要なせん断波の伝播特性については評価出来たと考えら れる．今後，2次元および3次元的な評価に拡張していく ことも望まれる． 5. まとめ 本研究では，まずタイヤチップの力学特性を明確にす るために，三軸試験機を用いてCU，CD条件下で，側圧 一定および平均主応力一定せん断載荷・除荷試験を実施 し，せん断による破壊の有無や体積変化および過剰間隙 水圧発生のメカニズムを調べた．また，等方圧縮載荷・ 除荷試験も実施し，タイヤチップの圧縮とせん断による 体積変化挙動を調べた．さらに，中空ねじりせん断試験 によるタイヤチップの動的変形特性を明確にした．これ らの知見を得た上で，タイヤチップを戸建住宅基礎下の 地盤改良に用いることを想定し，オンライン地震応答解 析を実施し，タイヤチップによる液状化防止と応答の低 減効果を確認した．以下に本研究で得られた知見を示す． (1) 排水・ 非排水条件下での単調せん断載荷・除荷試 験結果より，軸差応力－軸ひずみ関係は非線形弾性 挙動をとり，軸ひずみεa=20%まで載荷しても終始弾 性的挙動を示し，破壊に至る兆候はみられない． (2) 排水・非排水条件下での平均主応力一定および側 圧一定試験結果より，載荷時に発生した体積ひずみ と間隙水圧は除荷時には，体積ひずみはわずかに残 留ひずみがあるもののほとんんど0に戻り，間隙水圧 はほとんど消失していることより，タイヤチップの せん断載荷による体積変化は，そのほとんどが粒子
移動を伴う非可逆的なダイレイタンシーによるもの ではなく，タイヤチップ粒子の弾性変形による可逆 的な事象であると考えられる．また，わずかに残る 残留ひずみは，主な骨格構造をなさない細かなサイ ズの粒子の移動に起因するものと推測する． (3) 排水条件下での側圧一定と平均主応力一定のせん 断載荷試験による体積ひずみと等方圧縮除荷試験に よる体積ひずみの比較から，タイヤチップでは土の せん断体積変化のように，平均主応力増分とダイレ イタンシーに起因するものの重ね合せが成立たない． また，体積変化はせん断載荷除荷の場合にはほとん ど元にもどるが，等方圧縮除荷の場合には数％の残 留体積ひずみが生じるという載荷の違いによる特性 がある． (4) 非排水繰返し三軸試験結果より，有効応力の低下 はわずかであり，軸差応力－軸ひずみ関係は粘弾性 的な挙動を示し，初期載荷で大きな軸ひずみが発生 するが，その後も同じヒステリシスループを描き， 有効応力が1割程度減少し幾分間過剰隙水圧が発生す ものの，ほぼ一定値で拘束圧に達することはなく， タイヤチップは液状化が生じる材料ではない． (5) 一連の単調および繰返し三軸試験結果および，ひ ずみ速度（載荷速度）を変えた排水単調せん断試験 結果より，ひずみ速度が大きい程，剛性が上がり， 過剰間隙水圧が発生しずらくなるというひずみ速度 効果がタイヤチップで確認でき，地震時のようにせ ん断ひずみ速度が大きい場合に，間隙水圧の発生量 を抑えることは明らかである． (6) 中空ねじりせん断試験結果より， タイヤチップは せん断ひずみが増加しても過剰間隙水圧比はほとん ど増加せず，過剰間隙水圧比はΔu/σ´c=0.2にも至らな い．また，タイヤチップの初期せん断弾性係数は有 効拘束圧の影響を受けているが非常に小さく，およ そ砂の1/100程度の値である． (7) タイヤチップの動的変形特性(Geq/G0～γ関係およびh ～γ関係)は，本実験で適用した拘束圧の範囲では， 有効拘束圧の影響を受けない． (8) オンライン地震応答解析結果より，タイヤチップ 単体を実験用想定地盤モデルS2層(GL- 2～- 4m)に施し た場合，S2層はもとより，その上層の未改良層S1層 (GL- 0～- 2m)の過剰間隙水圧の発生も低く抑え，結果 的に日本建築学会・小規模建築物基礎設計指針に標 されている非液状化層18)を人工的に地表面から4m構 築することができたことを確認した．（指針簡易判 定によると，地表面水平加速度が 200gal 程度の場合， 地表面から非液状化層が3m以上存在する場合，液状 化の影響が地表面に及ぶ影響は小となる．） (9) オンライン地震応答解析結果より，タイヤチップ の低い剛性と弾性的変形特性が，応答加速度の低減 に寄与し，改良地盤モデルは未改良地盤モデルと比 較し，戸建住宅の水平方向固有振動成分を含む0.1～ 5Hz間の周波数成分が大幅に低減され結果的に，戸 建住宅の時刻歴応答加速度は最大値が1/3以下になっ たことを確認した． 以上の知見より，戸建住宅の液状化に対し，地下水 が地表面に存在するという最も危険な条件であっても， タイヤチップを住宅基礎地盤に適用した場合，液状化 低減ならびに応答加速度低減を目的とした地盤改良材 としてのポテンシャルを有していることを確認した． 謝辞：本研究は，第一著者が報国エンジニアリング株式 会社に在職中に，戸建住宅基礎液状化防止工法開発のプ ロジェクトの一環として，山口大学において行なったも のである．塚本英社長をはじめ関係各位の方々に深甚の 謝意を表する次第である．また本研究に着手するにあた り，地盤改良材としてタイヤチップについてご教示頂い た九州大学大学院ハザリカヘマンタ教授に厚く御礼申し 上げる次第である． 参考文献 1) 一般社団法人 日本自動車タイヤ協会ホームページ： 日本のタイヤ産業 2012, http://www.jatma.or.jp/media/ pdf/tioj-j12.pdf 2) 御手洗義夫，安原一哉，菊池喜昭，大谷順，Ashoke K. Karmokar：古タイヤゴムチップの地盤材料として の有効利用と環境影響について，第 6 回環境地盤工学 シンポジウム発表論文集，pp.351-358，2005． 3) Tsang, H. H. : Seismic isolation by rubber-soil mixture for
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MECHANICAL PROPERTIES OF TIRE CHIPS AND MITIGATION OF
LIQUEFACTION AND SEISMIC ISOLATION BY APPLYING TO
FOUNDATION SOILS OF DETACHED HOUSES
Atsushi KONJA, Masayuki HYODO, Misato FUCHIYAMA,
Koichi IMADA and Shohei NODA
In this study, in order to investigate the characteristics of shear and volumetric strain and development of excess pore water pressure for compacted tire chips specimen, a series of drained and undrained monotonic and undrained cyclic triaxial tests were performed. From the results of the monotonic tests, linear development of volumetric strains and excess pore water pressure were observed during loading up to 20% axial strain. It was further observed that the volumetric strain and excess pore water pressure induced by shear loading recovered to zero during unloading. In cyclic triaxial tests of tire chips, there was no marked development of pore water pressure, resulting in non-liquefaction. The on-line pseudo-dynamic response tests were performed aimed at clarifying the earthquake response characteristics of tire chips. The experimental results confirmed the quake-absorbing excess pore water pressure control and seismic isolation effects of tire chips as a geomaterial.
