第２章 液状化を考慮した基礎の設計法の現状
40
0
0
全文
(2) 図２‑１. 新潟地震における国鉄の被害状況２）. 沈下と津波による浸水で長期にわたり復旧不能となる被害を受けた． ３）越後線 全般に路盤が沈下し，時に関屋−新潟間は５〜６ｍの築堤が約３ｍも沈下陥没 し，約 16,000 ㎡を失った．橋梁の大部分が被害を受け信濃川橋梁では１号橋脚が約８°傾斜し， 開通に際しての大きな支障となった．また，白山駅の盛土中の地下道が盛土の沈下で破壊 し，使用不能となった． ４）羽越線 出戸−西目間の高さ７〜８ｍの築堤が延長 160ｍにわたり約 15,000 ㎡流失したが，開通 に際し最も支障したのは勝木−府屋間の切取崩壊で，地震後の降雨により被害が拡大し復 旧を大幅に遅れさせた．. （２） 液状化による被害 調査されている被害のうち，液状化が原因と考えられる代表的な被害の状況について以 下に示す．液状化による被害は，比較的新しい時代に堆積および埋立られたきわめてゆる い砂地盤からなる信濃川河口付近の越後線関屋−白山間，新潟駅，万代駅，新潟港臨港線 に生じている． １）新潟駅付近１） 新潟駅から流作場にかけての一帯は比較的新しい時期に埋立られた造成地で，図２‑２に. 6.
(3) 図２‑２. 新潟駅土質柱状図１）. 示すように現地盤面から 10〜15ｍは N 値 10 以下のゆるい砂とシルトの薄層からなる．こ の付近での液状化による被害は，当時の国鉄新潟支社建物と新築中の新潟鉄道病院の傾斜 に代表される．しかし，支社建物に隣接している新潟駅本屋および駅の地下道については 無被害であったことが報告されている．これらの被害程度に差が生じた要因として，駅本 屋および地下道については土質調査結果から液状化対策としての支持杭（木杭）を多数打 設するとともに，施工時にウエルポイントにより地下水位を低下させて地下室および基礎 を施工したことにある．支社建物の基礎はコンクリート杭であるが，本数が少ないことや 地下室がなかったことなどが指摘されている．また，鉄道病院については地下室施工の際 にウエルポイントにより地下水位を低下させているものの，基礎杭を施工していないこと が原因として挙げられている．鉄道病院に隣接する看護婦寮は地下室のない直接基礎形式 であり沈下・傾斜ともにはげしく，その浄化槽は浮上した． なお，駅の地下道については地下道自体の沈下などはないが周辺のホームなどが不同沈 下し，結果として取り付け階段などから噴砂が流入した．また，図２‑３，４に示すように 駅構内には大量の噴砂が生じたが，噴砂孔の位置は構造物との境界付近に多く分布してい ると報告されている．駅構内の直接基礎形式の変電区および保養所については一様に 1.2〜 1.5ｍ程度の沈下が生じていた．. 7.
(4) 図２‑３. 新潟駅構内の噴砂２）. 図２‑４. 機関区付近の噴砂２）. ２）焼島貨物駅構内１） 広大な砂地盤で線路を敷設していない低地は一面に噴砂が生じている．構内は線路のは らみ出しによる通り不良や不同沈下が激しく道床脇には噴砂孔も確認されており，構内全 域で液状化が生じていた可能性がある． また，図２‑５に示す焼島駅から東新潟港方に向かった東新潟港貨物支線榎堀橋梁（支間 6.4ｍ）橋台下端においては，桁の影響による変形が抑制されているものの図中点線で示す ように両橋台あわせて 40cm 程度前方に移動していることがわかる．この付近は駅構内と同 様に液状化の発生が想定され，液状化により側方流動により橋台が川心方向に移動したと 想定される．なお，基礎杭の被災程度は不明で被災後は根固め工を設置と桁座の修復を実 施し使用している． ３）越後線関屋架道橋２） 国道８号線と交差する支間 23ｍの斜桁の関屋架道橋は，白山側の取付盛土が最大 1.5ｍ 陥没しており，橋台の根元に直径 50cm 程度の噴砂が確認されている．また，近くのガソリ ンスタンドにもかなりの噴砂が確認されていることから，表層付近での液状化が想定され るが，橋台の変状は約 20cm の前進でパラペットと桁が接触している程度である．しかし， 翼壁と橋台にはかなりの隙間が生じている． ４）越後線白山第２架道橋２） 白山第２架道橋は，支間 9.1ｍの鉄筋コンクリートＴ型梁１連と杭基礎で支持されるコン クリート橋台である．被害は，図２‑６の点線で示すように橋台が前方へ移動し胸壁と桁が 接触して変形が抑制用されている．翼壁は約 70cm 沈下後傾斜し橋台との間は 30〜50cm 開. 8.
(5) 図２‑５. 図２‑６. 榎堀橋梁の被災状況２）. 第２白山架道橋の被災状況２）. 口した．また，橋台背後の盛土は 10〜20m にわたり約２ｍの沈下を生じた．法尻の道路に 沿って幅１ｍ長さ２ｍの噴砂孔が続いていることから，関屋架道橋と同様に表層地盤に液 状化が生じたことが想定される．. 9.
(6) ５）越後線信濃川橋梁 信濃川橋梁は，総延長 336.84m で，上部構造は 19.20m×２，22.30m×13 のデッキプレ ートガーダー方式，下部構造はコンクリート橋台および円形橋脚である．基礎は，橋台は φ0.15×６ｍの木杭，橋脚は１P および 13P は外径 4.5ｍ，圧さ１ｍ，長さ 10ｍ，２〜12P は等しい断面寸法を有した長さ 18ｍの無筋コンクリート中空円形井筒基礎である． 被害は，図２‑７(1)〜(2)に示すように左岸方の１Ａ，１Ｐが顕著であり，右岸側に向か うほど変状は少ない傾向にある．図２‑８に示すように１Ａは，線路方向の変形が河心方向 に 50cm，沈下が 40cm である．橋台裏盛土は約２ｍ陥没し，白山駅に至る間まで盛土沿い の川側道路には大きな亀裂が入り，所々マンホールが 50cm 程度浮上っている．また，１P は点線の位置から実線の位置まで河心方向に 1.7m 傾斜移動し，最も大きな変形を生じた． １P について掘削調査した結果，く体と井筒の接合部および井筒下側付近にもひび割れは認 められず，井筒下端付近を中心として回転したものと推測された．なお，沈下は 10cm 程度. 図２‑７(1). 図２‑７(2). 信濃川橋梁被災状況(上空より)２）. 信濃川橋梁被災状況(左岸川)２）. 10.
(7) 図２‑８. 信濃川橋梁１A，１P の被災状況３）. 図２‑９. 信濃川橋梁左岸付近の土質縦断図３）. であり軽微であった． また，図２‑９には信濃川橋梁左岸側の土質縦断図を示す．これによると，1P の底版付近 までゆるい砂層が分布しており，このゆるい砂層の液状化による橋脚に変状が生じたこと が推測される．また，2P 以降の橋脚については N 値が 30 以上の細砂層に根入れされてお り，このことが変状が軽微であったことの要因と考えられる．. 11.
(8) （３） まとめ 新潟地震における液状化が原因とされる鉄道関連の被害を総括すると，比較的新しい時 代に堆積および埋立られたきわめてゆるい砂地盤からなる信濃川河口付近に集中していた が，この付近は後の調査で図２‑10 に示すように数ｍの単位で地盤が水平方向に移動する側 方流動が大規模な範囲で生じていたことが判明した４）,５）．特に越後線信濃川橋梁の１P に ついては，側方流動による地盤の移動が原因で傾斜したと考えられ，流動地盤中における 基礎構造物の耐震設計における重要な課題を提示した．また，新潟駅周辺では，支持杭（木 杭）を多数打設するとともに，施工時にウエルポイントにより地下水位を低下させた建物 については大きな被害は生じておらず，液状化に対して地盤改良の有効性が改めて確認さ れることとなった．なお，この場合は木杭の損傷程度は不明であり，木杭を多数配置する ことで地盤の締固め効果を期待したコンパクションパイルによる地盤改良的な意味合いで 評価することが妥当であると考えられる．. 図２‑10. 信濃川流域の側方流動の発生状況４）. 12.
(9) ２．１．２. 十勝沖地震. （１） 被害概要６） 1968 年に発生した十勝沖地震は，青森県および北海道道南部に大きな被害を与えた．十 勝沖地震の規模は，1964 年の新潟地震を上回り，大正 12 年の関東地震に匹敵する． 国鉄(当時)の被害は，東北本線尻内〜野辺地間，大湊線，大畑線が著しく，軟弱地盤にお ける盛土の崩壊が顕著であった． 軟弱地盤における盛土の被害は，厚い軟弱層が堆積したおぼれ谷部の盛土高が高いとこ ろに集中している．また，新設盛土に多く被害が生じており，施工直後のため圧密沈下が 未完了などの影響が考えられている．. （２） 液状化による被害６） 液状化による被害として東北本線尻内〜野辺地間の高盛土崩壊がある．高盛土崩壊の原 因として，地震直前の３日間に総降雨量 165mm に達する豪雨があり，特に前々日の６時か ら 10 時の間に時間雨量 25mm の集中豪雨のため，砂質土からなる盛土法面が含水飽和状 態となり，この状態で地震動が作用したため間隙水圧が上昇してせん断抵抗が低下するい わゆる液状化状態となり，流動性の崩壊を生じたことが推測されている． また，青森駅構内の埠頭埋立路盤にうち，第２，第３岸壁地区において液状化が原因と される岸壁自体の沈下・移動，桟橋の崩壊，路盤面に地割れと不同沈下が発生し，これに 伴いレールが波打っている．同駅の岸壁は第１から３まであるが，第１岸壁は旧陸岸に造 成されたものであるが，第２，３は海岸に突出した埋立造成埠頭であり，特に比較的新し い第３岸壁に被害が大きい．図２‑11 に第３岸壁地区に見られる噴砂を示す．. 図２‑11. 第３岸壁地区で確認された噴砂６）. 13.
(10) 図２‑12 には岸壁に発生した地割れの方向を示すが，地割れの方向は埠頭の長手方向に沿 うものが多く直行するものは少ない．図２‑13 には図２‑12 の北側の下り貨物 1 番線，西仕 業５，６番線における路盤縦断図を示すが，これによると同一線路の延長 100ｍの間に約１ ｍの高低差を生じていることがわかる．また，他にも同様に地割れが生じた地点で沈下に よる高低差が生じていることが報告されている．. 図２‑12. 地割れの方向分布図６）. 図２‑13. 路盤縦断図６）. （３） まとめ 十勝沖地震における鉄道の液状化被害は，降雨により盛土が飽和状態になったことによ る盛土内の液状化という特殊な例もあるが，基本的には埋立地盤に集中しており，埋立地 盤における液状化の安全性評価の重要性を示唆している．. 14.
(11) ２．１．３. 日本海中部地震. （１） 被害概要７） 1983 年に発生した日本海中部地震は，津波による被害が人的な被害が最も大き買ったこ とが特徴である．また，砂地盤の液状化により，基礎の破壊，構造物の沈下変形が多発し たことも特徴の 1 つとなっている．沖積平野の河口付近や海岸近くの砂丘地帯などに広く 分布する，N 値が低く地下水位の高い砂層が被害要因として考えられる． 国鉄(当時)の被害は，軟弱地盤状の盛土崩壊，路盤の陥没・亀裂，橋脚･橋桁の移動，橋 脚の水平亀裂，軌道狂いなどが発生したが，列車の脱線や転覆などは発生していない．被 害の多かった線区は，奥羽本線，五能線，津軽線，松前線であり，このうち，奥羽本線， 五能線の被害が大きく，奥羽本線の盛土では最大で約３ｍ程度の沈下が生じている． なお，東北新幹線は地震点検のため一時列車運転を停止したが，約 1 時間 30 分後に運転 を再開している．. （２） 液状化による被害 液状化が原因とされる被害は，国鉄(当時)では少なく，青森駅構内において確認されてい るのみである．しかし，青森駅構内で確認された液状化は興味深いものである． 青森駅構内における液状化に起因ずると考えられる被害概要は，照明用鉄塔の傾斜，路 盤の陥没，線路の高低狂い，継電器室の傾斜，鉄道郵便ホームの笠石とブロックの沈下， マンホールの浮上，船舶待合室横の地下タンク変状，船舶待合室内のボイラー基礎の傾斜 などである．噴砂は第２，３岸壁で集中的に発生しており，この場所は浚渫砂で埋立造成 した場所といわれている７）． 前述した興味深い事項は，噴砂の確認された場所が２．１．２で述べた昭和 43 年の十勝 沖地震で噴砂が確認された場所と同一であり，いわゆる再液状化現象が確認されているこ とである．図２‑14 に噴砂の発生位置と変状の様子を示す．図２‑12 に示す十勝沖地震にお ける変状の様子と比較すると，噴砂の発生位置など変状の生じている位置関係がほぼ同一 地点であることがわかる．また，図２‑15 には噴砂の粒径加積曲線を示すが，十勝沖地震で 観測された噴砂の粒径加積曲線とほぼ等しいことから，同一の砂層が液状化したことが想 定される． 図２‑16 には傾斜した照明用鉄塔付近の土質柱状図と杭の根入の関係を示す．これによる と杭の先端付近まで N 値が 10 程度のゆるい砂地盤であり，杭の支持方式は周面支持杭であ ることがわかる．したがって，照明用鉄塔が傾斜した要因は，杭の全長にわたり液状化が 発生したことによる支持力のが消失が原因であることが容易に理解できる．. 15.
(12) 図２‑14. 噴砂の発生位置と変状の状況７）. 図２‑15. 噴砂の粒径加積曲線７）. 16.
(13) 図２‑16. 傾斜した照明用鉄塔付近の土質柱状図と杭の根入の関係７）. （３） まとめ 日本海中部地震における被害は，埋立地盤における再液状化現象という事例が確認され た．再液状化の事例は他にも数例８）,９）確認されているが，このことは液状化を経験した地 盤の評価についての重要性を指摘する結果となった． また，照明用鉄塔は，基礎が液状化の可能性のある地盤に対して摩擦支持方式の杭基礎 であったため傾斜を生じたと考えられる．新潟地震では木杭が地盤改良的な効果を発揮し ていたが，この場合は建物であり底面の面積も異なる．なお，後日の照明鉄塔基礎補強と して，図２‑17 に示すように先端支持方式の支持杭基礎としているが，液状化時の水平支持 力の低下を定量的に評価した設計とはなっていない．液状化の範囲，程度や設計思想にも よるが，液状化の発生が懸念される地盤に対して支持力を期待し構造的に液状化に対処す る場合では，液状化による地盤の支持力の低下程度を反映した設計法を確立することの重 要性を示唆している．. 17.
(14) 図２‑17. 照明用鉄塔の復旧概要３）. 18.
(15) ２．１．４. 兵庫県南部地震. （１） 被害概要 10) 1995 年に発生した兵庫県南部地震は，都市直下型地震であり，新幹線，高速道路など多 くのライフラインが損壊し，死者が最終的に 6300 人を超え，阪神地方を中心とする諸都市 に大きな災害を引き起こした．創業以来，幾多の巨大地震を経験してきた鉄道もそれらに 劣らぬ大被害を蒙った． 鉄道の被害は，東海道・山陽新幹線をはじめ JR 在来線，民鉄線と，阪神地区のほぼすべ ての路線で発生している．不通区間は，地震発生当日は新幹線約 210km，JR 在来線 130km 以上，民鉄線約 290km で，全体では 640km にも及んだ．被害の特徴としてはラーメン高 架橋の柱部の破壊による床スラブの落下や桁の落橋が多く，山陽新幹線，東海道線，阪急 神戸線・伊丹線，阪神本線などで多くの被害が確認された． 以下に代表的な構造物の種類ごとに被害の概要を述べる． １）高架橋 高架橋の被害は，図２‑18 に示すように震度７の区域に集中しており，ラーメン高架橋の 柱部の破損，損傷に代表される．山陽新幹線では新大阪〜姫路間で発生しており，特に六 甲トンネルの新大阪方坑口までの数キロ間および長坂トンネルから西明石駅間に多くの被 害が発生している．また，東海道新幹線は，京都〜新大阪間の高架橋が被害を受けている． JR 在来線では，東海道線住吉〜灘間および三ノ宮〜元町間の高架橋，民鉄線では阪急神 戸線西宮北口〜夙川間および伊丹線伊丹駅付近，阪神本線の御影〜西灘間のコンクリート 高架橋等に多くの被害が見られた． 高架橋の柱の損壊数は，破壊約 1200 本，破損約 1200 本，損傷約 1000 本の合計約 3400 本におよび多くはせん断破壊先行型で変形性能を有していない柱の多くが被災したことが 確認されている． ２）土構造物 盛土などの土構造物にも震度７を観測した地域を中心に揺すり込み沈下など多くの被害 が発生したが，これまで地震における盛土の被害とは異なり，過剰間隙水圧の上昇に伴う 盛土崩壊や支持地盤の液状化による側方移動に伴う盛土の流出などはなかった． ３）地下構造物 これまで地震に対して比較的強固であると考えられていた地下構造物についても震度７ を観測した地域において集中的に被害が生じた．特に，開削工法で築造されたボックスラ ーメン構造の神戸高速鉄道の大開駅は壊滅的な被害を受け，鉄筋コンクリート製の中柱が 破壊し，上床版が崩れ落ち全体として M 字型に変形した 11)．. 19.
(16) 図２‑18. 鉄道高架橋の被害分布(文献 10)に加筆）. （２） 液状化による被害 兵庫県南部地震における被害の特徴として，六甲アイランドや神戸ポートアイランドな どの埋立地盤を中心として大規模な液状化が発生し，液状化による側方流動により多くの 被害が発生した．兵庫県南部地震において鉄道構造物付近での液状化の発生が確認された 事例としては，図２‑19(1)〜(2)に示すように海岸付近のヤード内での噴砂があるが，軌道 などに変状が生じていないことからも液状化の程度は比較的小規模であったと考えられる． また，神戸新交通六甲アイランド線では図２‑20 に示すケーソン基礎（外径 6.0ｍ，長さ 39.1ｍの円形）で支持されている六甲アイランド側の橋脚が，護岸が海側へ 1.5ｍ移動した ことによる背面地盤の移動により傾斜が生じた 確認. 12)．この付近は，液状化による側方流動が. 13)されており，ケーソン基礎の移動は護岸背後地盤の液状化による側方流動が原因と. 考えられるが，道路橋の被害 14)などに比較して軽微であった．. 図２‑19(1). ヤード内での噴砂状況①. 図２‑19(2). 20. ヤード内での噴砂状況②.
(17) *:鋼管矢板は被災後の補強工である. 図２‑20. 神戸新交通六甲アイランド線のケーソン基礎被災状況 12). 崩壊した山陽新幹線高架橋の近傍においてもマンホールの浮上りや噴砂などが確認され ている．この付近の地盤状況は，礫層や洪積層上に薄い沖積層が分布している. 15)．また，. 大規模な宅地造成が行われている地域であるが，その以前は水田地帯であったことが所々 に残っている水田より推測される．さらにこの付近は０m 地帯に近い条件であり，地下水 位が地表面近くにあることが予想され，比較的液状化の発生しやすい地域であったことが 推測されている． このため，小規模の液状化がいくつか発生していたことが予想され，このことが高架橋 に何らかの影響を及ぼしたことが推測された．. 21.
(18) そこで，以下では崩壊した山陽新幹線高架橋周辺の地盤状況に着目し，小規模な液状化 が発生したと考えられる地盤上の高架橋の被災原因を検討した結果 16)について述べる．. １）解析対象 解析の対象とした新幹線高架橋は，図２‑18 に示す落橋したＡ高架橋と B 高架橋および落 橋していない高架橋として B 高架橋に隣接する C 高架橋とした．これら３つの高架橋は基 礎型式（場所打ち杭φ=1.2ｍ，L=8.0ｍ），上部構造物の型式（２層３径間ラーメン構造， 高さ 12ｍ）などは同様である 17)が，支持地盤の土質や支持層の深さなどの地盤条件が異な る．高架橋の一般図を図２‑21，3 つの高架橋の地盤条件を図２‑22 にそれぞれ示す．これ によると，Ａ高架橋の地盤条件は砂礫とシルトの互層地盤で地下水位は G.L.-2.55ｍである． B 高架橋は主に粗砂で構成され，地下水位は G.L.-1.15ｍである．B 高架橋に隣接するＣ高 架橋の地層構成は，B 高架橋と同様に粗砂で構成されるが，基盤の深さが G.L.-10ｍ程度と 浅い．また，地下水位は G.L.-0.35ｍとこちらもＢ高架橋に比較して浅い． ２）解析方法 解析は，１次元有効応力解析（YUSAYUSA-218））により地表面の応答値を算定し，それ より加速度応答スペクトルを求めて応答値を推測した．ここで，１次元有効応力解析に用 いた土質諸数値は図２‑22 に示す土質調査結果を考慮して設定し，応力〜ひずみ関係には双 曲線モデルを用いた．また，基盤入力波形は神戸ポートアイランドの G.L.-83m で観測され た加速度 19)を，高架橋までの距離減衰を考慮して振幅調整したものを用いた．なお，加速 度応答スペクトルを算定する際の減衰定数は５％とした．. 図２‑21. 高架橋一般図 17). 22.
(19) Ｎ値 Ｎ値 0. シルト. 2.55ｍ. 8 00 0. 粗砂 シルト 砂礫 シルト. 10. 10. 砂礫. 1.15ｍ. 8 0 00. 砂礫. 1 70 0. シルト. 20 40 60. 盛土 粗砂 腐植土. 1 7 00. 0. 0 20 40 60 0. 場所打ち杭 φ1200. 粗砂. 場所打ち杭 φ1200 粘土. シルト. 粗砂. 細砂. 20. Ｂ高架橋. 砂礫 Ｎ値 0. 30. 0. 砂礫. 表土 粗砂 中砂. 20 40 60. 1 70 0. シルト. 0.35ｍ. 8 00 0. 20. シルト 細砂. 5 粗砂. 40. 10. 砂礫. Ａ高架橋. 場所打ち杭 φ1200 Ｃ高架橋. 図２‑22. 地盤条件. ３）解析結果 図２‑23 に各高架橋位置における最大加速度分布，最大せん断応力比および過剰間隙水圧 分布を示す．これらより，各高架橋とも地表面から５ｍ付近で液状化が発生していると考 えられる． しかし，Ｃ高架橋においては基盤の位置が他の２つの高架橋と比べて浅く，表層地盤の ほぼ全層で液状化が発生していることがわかる．このため，せん断応力の伝達が鈍くなり 加速度の増幅は見られず，他の２つの高架橋に比べて応答加速度は小さな値を示している． 図２‑24 には解析で得られた地表面の応答波形を用いて作成した加速度応答スペクトル を示す．今回解析の対象とした高架橋の固有周期は，固有値解析の結果からＡ高架橋 0.67sec， Ｂ，Ｃ高架橋 0.50sec であることが確認されている 20)．このことから，図２‑24 の加速度応 答スペクトルよりＡ，Ｂ高架橋は 400gal 以上の大きな応答を示していたことが推定される． しかし，Ｃ高架橋については，前述したように表層地盤の全層で液状化が発生したことに より支持力が低下することで高架橋の固有周期が長くなったことが想定される．この場合， 解析結果で得られている液状化の程度を勘案すると固有周期は初期の 0.5sec から 1sec 以上 に変動したことが想定される．このため，過剰間隙水圧の変動する速度，すなわち固有周. 23.
(20) Ｎ値. 0. 20 40. 最大加速度(gal). 60 0. 250. 最大せん断応力比 過剰間隙水圧(kPa). 500 0. 0.2. 0.4. 0. 150. 300. 0 初期有効上載圧. 深 さ(ｍ). 10. 20. 30. 40 Ａ高架橋. Ｎ値. 0. 最大加速度(gal) 最大せん断応力比 過剰間隙水圧(kPa). 20 40 60 0. 250 500 750 0. 0.2 0.4 0.6 0. 100. 200. 0 初期有効上載圧. 深さ(ｍ). 5. 10. 15. 20 Ｂ高架橋. Ｎ値. 0. 20. 40. 最大加速度(gal). 60 0. 250. 最大せん断応力比 過剰間隙水圧(kPa). 500 0. 0.2. 0.4. 0. 30. 60. 90. 0 初期有効上載圧. 深度(ｍ). 2 4 6 8 10 Ｃ高架橋. 図２‑23. 深さ方向の液状化範囲. 期が変動する速度にもよるが，地震の主要動とほぼ同時に液状化状態になったとすれば，C 高架橋の応答加速度は 200gal 程度であったことが推定される． 当時の設計基準 21)を鑑みると設計水平震度は 0.2 程度であることから，Ａ，B 高架橋に ついては設計時に想定された水平震度以上の加速度が作用した影響により被災したことが 推定される．しかし，Ｃ高架橋については液状化により作用加速度小さくなり，地震によ. 24.
(21) Ａ，Ｂ高架橋. Ａ高架橋 Ｂ高架橋 Ｃ高架橋. 500. 応答加速度. (gal). h=0.05. Ｃ高架橋 液状化により固有周期が変動. 50 0.1. 図２‑24. 1. 固有周期(sec). 加速度応答スペクトル. る影響をあまり受けていないと考えられ，解析結果はこれらの実際の状況を良く説明して いることがわかる．. （３） まとめ 兵庫県南部地震における液状化被害は，護岸背後地盤の液状化による側方流動に起因す る橋梁などの被害に代表される 22)．鉄道構造物においても側方流動が原因とされる被害が 1 例ではあるが確認されている．しかし，全体的にこの地域の鉄道構造物は比較的液状化の 発生しにくい地盤に多く建設されていたことなどから，液状化が原因とされる顕著な被害 は確認されていないが，今後の鉄道構造物は今回の地震で多くの液状化被害が発生するよ うな地盤条件下における施工が増すことが予想されるので，液状化による地盤の側方流動 に対する耐震設計法の確立は急務であると考えられる． また，地盤の地震応答解析より高架橋の被害原因の推定を実施した結果，液状化の程度 が大きかった高架橋は被災していないことなどから，地盤が液状化することで振動特性が 変化し地震の影響を受けなかったことが推測された．一方，被災した高架橋は液状化が小 規模であったことから振動特性があまり変化せず，地震の影響を受けたと推測される． 以上のことは，地盤の液状化による側方流動が発生しなければ，液状化による免震的な 効果により構造物は被災しない場合があることを示唆しており，液状化地盤および構造物 の振動特性の変化を考慮した耐震設計法の確立を指摘している．. 25.
(22) ２．１．５. 被害のまとめ. 鉄道構造物に関して，液状化に起因すると考えられる被害状況について整理した．地震 を経験した鉄道構造物は比較的良好な支持地盤上に建設されていることや盛土などの土構 造物が多く，特に橋梁や高架橋については液状化に起因するような被害は多くは確認され ていない．しかし，新潟地震における信濃川橋梁のように橋梁被害は一度発生すると致命 的な被害となり，公共性の高い鉄道構造物の損傷は社会的な影響が大きい．社会ライフラ インシステムの根幹をなす鉄道は，地震時においても高い安定性が要求されるとともに， 地震後における早期の復旧が望まれる． また，これまでの鉄道構造物は前述したように比較的良好な地盤上に建設されていたが， 今後の傾向として兵庫県南部地震で液状化が発生したような埋立て地盤や軟弱地盤での建 設が多くなることが予想され，支持杭方式等の深い基礎による構造物の需要がさらに増す ことが考えられる．液状化が発生した地域における地震後の調査で，杭が被災していた事 例も多数報告 23),24)されており，液状化時には基礎に何らかの変状が生じることが考えられ る． したがって，液状化を考慮した深い基礎を有する鉄道構造物の耐震設計法の確立は急務 と考えられる．. 26.
(23) ２．２. 鉄道構造物における液状化を考慮した設計の現状. ２．２．１. 耐震設計法の変遷. 鉄道構造物の耐震設計の変遷について，特に液状化の問題と密接な関係のある基礎構造 物の耐震設計法に関して以下に述べる． 鉄道構造物の耐震設計は，地震力を構造物に静的に作用させて計算する震度法が主体で あった．震度法による設計が明確に規定されたのは昭和初期であり，水平震度の数値が記 述されているのは，昭和５年の「橋梁標準設計」25)である．この中で自重および土圧に対し て水平震度 0.2 を考慮するとしている．その後，昭和６年土木学会制定の「鉄筋コンクリー ト標準示方書」26)では，地震の加速度（水平震度）として水平 0.2，鉛直 0.1 を考慮し，地 域的な状況，構造物の性質等で増減するとし，地震時には許容応力度を５割増にするとし ている． 昭和 30 年に「土木構造物の設計基準（案）無筋コンクリートおよび鉄筋コンクリート」 27)が作成され，設計に用いる水平震度して地盤種別，構造物種別に応じて. 0.1〜0.3 の間で. 定め，鉛直動を考慮する場合には水平震度の 1/2 と規定している．また，基礎の安定につい ても規定され，許容支持力は極限支持力の 1/2 とし，摩擦杭の場合は 1/3 としている．滑動 に対しては滑動面に平行な分力の最大値の 1.5 倍以上，転倒に対しては地盤反力，杭頭荷重 の最大値が許容力以下としている．また，昭和 43 年の「土構造物設計施工指針（案）」28) では，基礎の支持に対して許容地耐力以下，滑動および転倒については安全率 1.2 を確保す ることが記されている． 昭和 45 年には，「建造物設計標準（鉄筋コンクリート構造物および無筋コンクリート構 造物）」29)が制定された．この中で，設計水平震度は基準水平震度に線区係数を乗じた値と し，基準水平震度は地域別震度（0.2 または 0.15）に地盤別係数（軟弱 1.2，普通 1.0，岩 盤 0.8）を乗じた値としている．また，地中にある構造物の基準水平震度については，地域 別震度に地盤別および深さ別係数を乗じることとしている．表２‑１に地盤別および深さ別 係数を示す．この場合，地盤別および深さ別係数については，図２‑25 に示すように各層の 上面間および同一層の上面と深さ 20ｍの位置間は直線的に変化するものとし，同一層の上 面から 20ｍ以下の部分は一定とするとしている． 昭和 49 年には「建造物設計標準解説（基礎構造物及び抗土圧構造物）」30)が制定され， 昭和 39 年の新潟地震の 10 年後にはじめて液状化に関する記述がなされている．詳細は２． ２．２で述べる．また，基礎の安定に対する安全率については 1.5 とし，列車荷重を考慮す る場合には 1.2 とすることが定められている． その後，「耐震設計指針（案）」31)が昭和 54 年に試行され，構造物の固有周期に応じて設. 27.
(24) 表２‑１. 図２‑25. 地盤別および深さ別係数 29). 地盤別および深さ別係数の考え方 29). 計震度を補正する修正震度法と，地震時の地盤震動による地盤変位の影響を考慮する応答 変位法 32)が導入された．応答変位法は，表層地盤が軟弱な場合に図２‑26 に示すように地震 時に大きなせん断変形を起こし，杭などの深い基礎構造物がせん断変形により強制的に変 形させられることで発生する応力の影響を考慮するものである．また，鉄道構造物の設計 の特徴である列車の走行安全性についても図２‑27 に示すようにレールレベルでの構造物 の不同変位量（目違い，折角）の算定方法が具体的に述べられている． 昭和 61 年に改訂された「建造物設計標準解説（基礎構造物・抗土圧構造物）」33)では， 上述した「耐震設計指針（案）」で示された応答変位法による検討方法などが加筆され，基 礎構造物の耐震設計法が充実したものとなっている．また，液状化の考慮について，より 具体性のある記述となっており，液状化の程度を評価しその結果を基礎の支持力特性に反 映させる今日のスタイルとなっている．. 28.
(25) 図２‑26. 図２‑27. 地震時における地盤のせん断変形. レールレベルでの構造物の不同変位量（目違い，折角）の算定方法 31). 29.
(26) δ. Ｐ 水平 地盤 反力 EIＳ. 有効 抵抗 土 圧 Ｐ. -1. EIＦ. tan kh. 水 平変 位. khＤ. エ ネル ギー 一定 則. 杭 周 面の 鉛直 地盤 反力. EIＰ. 最 大応 答点. 単杭 の最 大 周面 支持 力 降伏 点. 押し 込み kh：水 平地 盤反 力係 数. 杭 周面 変 位. kv：鉛 直地 盤反 力係 数. 引き 抜 き. Ｕ ：杭 の周 長. -1. tan ksv. ksv：せ ん断 地盤 反力 係 数. Ｄ ：杭 の直 径. 荷 重 〜変 位関 係. δ. ksvＵ. 杭 先 端の 鉛直 地盤 反力. Av： 杭先 端 の面 積. 単杭 の基 準 先端 支持 力 kvAv. 押し 込み 杭 先端 変 位 -1. 引き 抜き. 図２‑28. tan kv. 地震時終局限界状態における検討方法. 平成 9 年には基礎構造物の設計法に部分安全係数法による限界状態設計法を採用した「鉄 道構造物等設計標準同解説（基礎構造物・抗土圧構造物）」34)が制定された．この中で，地 震の影響として構造物の耐用期間中に数回程度発生する規模の中地震および 1 回程度発生 する規模の大地震と２つの地震を想定し設計を行うこととし，照査する限界状態として地 震時使用限界状態（中地震），地震時終局限界状態（大地震）としている．なお，ここで定 義されている大地震は，今日のレベル２地震動における巨大海洋型地震である．ここで， 地震時使用限界状態については列車の地震時走行安全性を対象とし，基礎構造物の安定・ 変位についての状態を照査することとしている．また，地震時終局限界状態については断 面の破壊・安定・変位についての状態を照査することとしている．この際，図２‑28 に示す ような基礎構造物の荷重〜変位関係を算定し，エネルギー一定則を用いて非線型挙動時の 応答値を算定して照査を行うこととしている．ここで，地盤の支持条件については非線型 特性を考慮し，杭基礎の場合は杭先端については基準先端支持力，杭周面は単杭の最大周 支持力，水平地盤反力は有効抵抗土圧を上限値としている．なお，基礎構造物の部材につ いては原則として線形材料として考慮している． 液状化については，液状化の程度を評価しその結果を基礎の支持力特性に反映させるこ とに変わりはないが，大地震時の判定において累積損傷度理論 35)を用いて，地震波形の不 規則性が液状化強度比に及ぼす影響についての補正を行うこととしている．. 30.
(27) ２．２．２. 鉄道構造物における液状化に対する耐震設計法の変遷. 鉄道構造物における液状化を考慮した設計法は，前述したように昭和 49 年の「建造物設 計標準解説（基礎構造物及び抗土圧構造物）」30)ではじめて液状化に関する記述がなされて いる． この中では，「地震時荷重に対する補正として流動化する砂質土層について，現地盤面か ら深さ 10ｍより浅いところにある飽和砂質土層は，現位置における標準貫入試験の N 値が 10 以下，均等係数が６以下でかつ粒径加積曲線の D20 が 0.04〜0.5mm の区間にあるときに 流動化するものとし，耐震計算上支持力無視する土層として扱う．」としている． したがって，液状化する土層が存在する場合は，耐震設計上の地盤面の位置を図２‑29 に 示すように考慮することになる．また，補足説明として，地震時の流動化は，D20 が 0.004 〜1.2mm の間にあるものは流動化の可能性があるため注意し，流動化の判定は既往の資料 を参考にして決めるよう記載している．. 図２‑29. 液状化する土層が存在する場合の耐震設計上の地盤面 30). その後，昭和 61 年の「建造物設計標準解説（基礎構造物・抗土圧構造物）」33)では，基 礎の設計に用いる土質諸数値に関して，地震時状態における補正として液状化の判定法お よび対処方法について記載している．ここでは，道路橋示方書 36） に示されてものを基本と して，液状化の可能性のある土層，判定手法および液状化する手法の取扱いが記載されて いる． ここで，液状化の可能性のある土層は「地下水位面が現地盤面から 10ｍ以内になる沖積 層で，かつ現地盤面から 20ｍ以内の範囲における平均粒径 D50 が 0.02mm 以上 2.0mm 以 下である飽和土層」としており，若干の修正が加えられている． また，ここで示されている手法は，式（２-1）による液状化抵抗率 37)を用いた判定手法 であり，今日における鉄道構造物の液状化判定手法の基本となっている．. 31.
(28) 表２‑２. FL =. 液状化抵抗率に応じた土質諸数値の低減率 33). R L. （２‑１）. ここに，ＦＬ ：液状化抵抗率，Ｒ：液状化強度比，Ｌ：地震時最大せん断応力比である． 液状化時の取扱いについても具体的に記述しており，表２‑２に示すように液状化抵抗率 に応じて土質諸数値を低減することで支持力の低下を考慮して基礎構造物を設計すること としている．この場合，土質諸数値を無視する土層（突出構造）がある場合は，土質諸数 値を無視し突出構造で検討した場合と，その土層の土質諸数値を低減した場合の応答変位 法の検討結果とを比較することにしている．また，土質諸数値を低減する条件においても 応答変位法での検討が必要な場合は，低減した土質諸数値を用いて地盤変位荷重を考慮す ることとしている． 平成９年に改訂された「鉄道構造物設計標準同解説（基礎構造物）」34)では，限界状態設 計法に移行し中地震と大地震の 2 つの地震を想定した設計を実施し，それぞれの状態にお いて液状化を考慮した設計を実施することしている．ここで，液状化程度の評価について は，細粒分の影響 38)および比較的密な砂についての液状化強度の推定式 39)について新たな 知見を取入れている． さらに，大地震における液状化の判定については，累積損傷度理論を用いて地震波形の 不規則性が液状化強度比に及ぼす影響についての補正を行うこととしている．図２‑30 には 累積損傷度理論による液状化強度比の補正の流れを示す．この場合，累積損傷度は，対象 とする土層の動的せん断強度比〜繰返し回数関係より，作用するせん断応力比で液状化に 至る繰返し回数を算定して式（２-２）より算定する．. 32.
(29) 対象土層における 動的せん断強度比〜繰返し回数関係の推定. 検討対象深さの 応答加速度波形を推定 acc.. τ/σ0' time. Nc. せん断応力比のピーク波列の算定 τpeak(1) τpeak(２ ). τpeak(ｎ). 対象土層にせん断応力比の ピークが作用した場合の累積損傷度の算定 τ/σ0' τpeak (1) Ncpeak(1) τpeak(２ ) Ncpeak(2). Ncpeak(n) Nc. τpeak (ｎ). 累積損傷度が1.0か？. せん断応力比のピークの補正. 補正したτpeak (1)を累積損傷度理論に より補正した動的せん断強度比とする. 図２‑30. D=∑. 累積損傷度理論による液状化強度比の補正の流れ. 1 2 Nc{L(i )}. （２-２）. ここに，Ｄ：累積損傷度，Nc｛Ｌ (ｉ )｝：任意の繰返し回数である． したがって，累積損傷度がＤ≧1.0 の場合に疲労破壊，すなわち地盤の液状化が発生する ことになるが，作用するせん断応力比の不規則性を考慮した液状化強度比は，累積損傷度 がＤ＝1.0 となる場合である．よって，累積損傷度がＤ＝1.0 以外であれば，作用するせん 断応力比の振幅を補正し，Ｄ＝1.0 となるように補正したせん断応力比を液状化強度比とし て考慮する．. 33.
(30) δ. 液 状 化の 範 囲は 低 減. Ｐ. 水 平 地盤 反 力 有 効 抵抗 土 圧. EIＳ. Ｐ. 荷重 〜 変位 関 係. 低減. EIＦ -1. tan kh. FL＜0.6. 水 平変 位. 降 伏点 が 低下 −＞ 固 有周 期 が長 く なる. 杭 周面 の 鉛直 地 盤反 力 単 杭 の最 大 周面 支 持力. 液状 化 kh Ｄ. 低減. 押 し込 み. 杭 周面 変 位 低減. EI Ｐ. 降 伏点 ky. -1. tan ksv. Teq = 2.0. 引 き 抜き. ksvＵ. 降伏 剛 性 K. 杭 先端 の 鉛直 地 盤反 力. W K δ. 単 杭 の基 準 先端 支 持力 kvAv. 押 し 込み. kh： 水 平地 盤 反力 係 数. Teq： 等価 固 有周 期. 杭 先端 変 位. kv： 鉛 直地 盤 反力 係 数. K：降 伏 剛性. -1. ksv ：せ ん 断地 盤 反力 係 数. 引 き 抜き. Ｄ： 杭 の直 径 Ｕ： 杭 の周 長. W：重 量. tan kv. Av： 杭 先端 の 面積. 図２‑31. 液状化の影響を考慮した検討方法. なお，累積損傷度理論を適用する場合，地震動の時系列が必要となる．ここでは，地震動 はマグニチュード８，震央距離 40km として距離減衰を考慮した関係式 40),41)より地震動を 定義している． また，この設計法では基礎構造物の荷重〜変位関係を算定して地震荷重に対して応力・ 変形を照査するが，荷重〜変位関係を算定する際に上述の手法で得た液状化程度に応じて 土質諸数値を低減している．すなわち，図２‑31 に示すように地盤反力係数を液状化程度に 応じて低減するとともに，杭基礎の場合は地盤反力の上限値としている杭先端の基準先端 支持力，杭周面の単杭の最大周支持力および水平地盤反力に対する有効抵抗土圧を液状化 程度に応じて低減することとしている．その結果，液状化しない条件よりも荷重〜変位曲 線の傾きがゆるくなり，液状化地盤における構造物の周期特性の変化の影響を簡便的に取 入れた設計となっている．. 34.
(31) ２．２．３. 液状化に対する耐震設計法における課題. 鉄道構造物における液状化を考慮した耐震設計法の変遷について述べてきた．1964 年の 新潟地震で液状化現象が広く認識されて以降，液状化を考慮した構造物の耐震設計法につ いて精力的に研究が進められ，その成果は今日の設計基準に反映されている． 現在の液状化を考慮した鉄道構造物の耐震設計法は，液状化抵抗率を指標として用いて 液状化程度を把握し，その値に応じて地盤の支持力等を低減させた条件で構造物の安定解 析を実施し，安全性を照査することとなっている． しかし，この場合の液状化時の荷重としては慣性力が一般的に考慮されるが，構造物の 周期特性の変化を十分に考慮したものではない．また，液状化している地盤からの作用荷 重についても未解明であり，十分な精度を有してはいない．兵庫県南部地震以降，レベル ２地震動を考慮した耐震設計法を実施することが土木学会の土木構造物の耐震設計法等に 関する第３次提言 42)で述べられているが，大きな地震力を考慮する場合，荷重特性の推定 精度が不十分であると過度に安全側の設計を行い，不経済となることが懸念される． また，1995 年の兵庫県南部地震で注目された液状化による地盤の側方流動については， 現状の鉄道構造物の耐震設計では考慮する設計体系にはなっていない．しかし，土木学会 の土木構造物の耐震設計法等に関する第 3 次提言においても述べられているように，側方 流動に関する設計法の確立を図ることは極めて重要である． 以上を勘案すると，液状化時の構造物の周期特性の変化を踏まえた作用荷重の特性を考 慮した耐震設計法および側方流動の影響を合理的に考慮した耐震設計法の整備が，鉄道構 造物の液状化に関する耐震設計の課題として挙げられる．. 35.
(32) ２．３. 液状化に対する杭基礎の耐震設計法に関する既往の研究. 鉄道構造物の液状化に関する耐震設計の課題として，液状化時の構造物の周期特性の変 化を踏まえた作用荷重の特性を考慮した耐震設計法および側方流動の影響を合理的に考慮 した耐震設計法の整備を挙げた． 以下には，これらの２つの課題に対する研究の現状を整理し，本研究の位置付けについ て明確にする．. ２．３．１. 液状化地盤における構造物の挙動に関する研究の現状. 地震時に生じる液状化現象の把握は，構造物の耐震設計を行う上で非常に重要な課題で ある．1964 年の新潟地震以降，液状化に関する研究は各機関において精力的に進められて きている． 液状化の研究は，液状化の予測手法の精度向上などに重点をおいた研究 43),44),45)に代表さ れ，多くの検討がなされてきたが，構造物の視点で液状化地盤中における構造物の挙動を 直接的に把握することを試みた研究例は少ない． 液状化地盤における構造物の設計法として一般的な手法である液状化程度により支持力 などの土質諸定数を低減する際の低減程度は，模型液状化地盤における平板載荷試験より 推定. 46)した土質工学的なアプローチであり，構造物の動的特性を考慮したものではない．. また，関連する研究として液状化地盤における杭の水平載荷試験を実施した研究. 47),48)も報. 告されている．この研究では，液状化地盤中における静的載荷試験より杭の荷重〜変位関 係が示されているが，液状化程度および杭の動的な応答特性との関連性については明確に されていない． 液状化地盤における構造物の動的応答特性に関する研究は，杭の応答特性の変化を入力 波の振動数との関係から明確にした研究. 49),50)が報告されている．この研究によれば，液状. 化により構造物および地盤の振動数が低下する過程において，入力波との振動数の関係に よっては，共振現象を呈することがあることを指摘している．他にも同様の研究が数例報 告されており，構造物の剛性により応答特性の変化程度が異なることを指摘している研究 例. 51),52)がある．この研究では，剛性が比較的小さい場合に振動数の変化による影響が大き. いことを示している．しかし，いずれも構造物の発生断面力に影響を及ぼす振動数の変化 程度と過剰間隙水圧との関係も明確にされていないため，液状化中の構造物の動的な応答 特性の定量的な議論がなされていない． しかし，液状化進行過程における過渡的な共振現象の発生を指摘しており，液状化を考 慮した構造物の耐震設計を実施する上で，液状化進行過程における構造物の挙動の把握が. 36.
(33) 極めて重要であることを示唆している． 液状化の進行過程における杭に発生する断面力については数例の研究報告 53),54),55)があり， 発生断面力と砂層の変形との関係を指摘しているが，逆に構造物と入力波の振動数の関係 や振動数の変化程度についての明確でないため，動的な応答特性についての十分な評価が されていない．また，過剰間隙水圧と地盤反力係数の関係の時間的変化について明確にさ れていないため，砂層の変形の影響程度について定量的な議論がなされておらず，検討の 余地が残されている． さらに，近年における電算技術の急速な進展に伴い，液状化のような強非線形的な現象 に対しても数値解析で十分な検討が可能となったことから，解析的な研究についても進め られている．数値解析手法としては，有限要素法やばね−質点系モデルによる手法が多く 用いられ，模型振動実験や実被害の検証解析が実施されている. 56),57)．しかし，これら数値. 解析では液状化地盤における構成則の精度が未だ十分とはいえず，特に構造物との連成解 析においてはその影響が大きいと考えられる．また，基礎の挙動に着目した例は少なく， 定量的な議論には至っていないのが現状の共通認識であろうと考える．. ２．３．２. 側方流動に関する研究の現状. 液状化による地盤の側方流動による構造物の被害は甚大であり，鉄道構造物においても側 方流動が原因とされる橋梁の被害が確認されている． 1983 年の日本海中部地震において濱田らが実施した航空写真測量に基づく事例解析結果 ４）,５）. から液状化による地盤の側方流動が広く社会に認識されて以降，液状化による地盤の. 側方流動に関する研究が進められ，大規模な側方流動による橋梁等の被害が発生した 1995 年の兵庫県南部地震以降においては，各機関で側方流動の評価及び対策に関する研究が精 力的に進められている． 液状化による地盤の側方流動に関する研究の歴史は比較的浅い．これまで，事例分析に 基づく側方流動の発生要因および側方流動量の定量的評価に関する研究. 58),59)を中心として. 実施されてきたが，構造物基礎に関する研究も近年数例実施されてきている. 60),61)．これら. の研究では，側方流動時の基礎構造物への影響として，流動する地盤からの作用外力を推 定することが試みられている． 1995 年の兵庫県南部地震以降は側方流動に関する研究が本格化するが，側方流動量の把 握 62),63)，対策工の効果の検証を目的とした実験的研究 64),65),66)が多く，主に側方流動量に着 目しており，基礎構造物への影響に着目した研究はまだ比較的少ないのが現状である． 以下に，側方流動が基礎構造物に及ぼす影響について検討している最近の研究について 整理する．この際，地盤からの作用外力を土圧あるいは地盤変位に依存する外力として考. 37.
(34) 慮する考え方 え方. 67),68)と液状化した地盤を流体として近似して流体的な外力として考慮する考. 69)が示されている．土圧あるいは地盤変位に依存する外力として考慮するには側方流. 動による地盤変位量とその際の地盤反力係数を予測する必要がある．側方流動による地盤 変位量については，事例分析の結果. 62),63)などからある程度の予測は可能となっている．し. かし，液状化した地盤の地盤反力は基本的には消失していることから精度のよい推定手法 の構築に課題が残る．そこで，要素試験レベルでは，液状化後に一方向に静的に載荷して 大変形領域における応力〜ひずみ関係を把握し，側方流動時の液状化地盤の物性を土質力 学的に把握することも実施されている. 70)．しかし，側方流動による被災メカニズムの把握. との関連性が大きいことから，構造物の挙動との関連で議論する必要がある． また，流体的な外力として考慮することに関しては，液状化地盤の流体としての特性を 把握する必要がある．そこで，側方流動時の液状化地盤の物性を把握する試みも実施され ている．小型土槽を用いて液状化地盤中で模型を移動させ，その際の抵抗力，移動速度な どの関係から液状化地盤の物性を把握している. 71)．この実験結果によると，側方流動時の. 液状化地盤は流体的な性質であり，抗力的な外力（流動速度に依存）が作用しており液状 化した地盤を流体的性質で近似することについての妥当性を示している． 一方，側方流動に関する実験は，側方流動の発生のさせ方においても多岐にわたってい る．地表面を傾斜させた状態で加振して液状化させ側方流動を発生させる実験 より液状化を発生させた後に土槽を傾斜させ側方流動を発生させる実験 岸・岸壁の移動により側方流動を発生させる実験. 72)，加振に. 73) および模型護. 68)が挙げられる．いずれも液状化後に模. 型地盤が側方流動するが，慣性力の影響などの不確定な要因も多く側方流動の発生方法に ついても整理する必要がある． また，解析的な研究として，基礎構造物への影響については，実被害の検証に基づいた 解析的研究 24） がされているが，側方流動による外力の評価などについて多くの仮定に基づ くなどの課題がある．有限要素法などを用いた数値解析. 74),75)も実施されているが，微小変. 形理論の適用に関する課題や大変形時の構成則などの課題があり，定量的な検証には至っ ていないと考えられる．近年では流体力学に基づく流動解析手法も研究 基礎構造物への影響解析の適用例は少ない．. 38. 76)されているが，.
(35) ２．４. 本研究の位置付け. 液状化地盤における構造物の挙動に関する既往の研究について整理した．その結果，構 造物の被害状況などから想定される個別の課題についての研究は実施されているものの， 耐震設計法の構築を鑑みた統一的な研究は実施されていないのが現状であり，過剰間隙水 圧の上昇に伴う液状化の時間的な変化を考慮した動的な影響についての検討は課題が残さ れていると考えられる． また，レベル２地震動への対応という観点からは，液状化を考慮した耐震設計において も動的設計法を構築する必要がある．この場合，動的な応答特性の把握が極めて重要とな るが，液状化時における動的な応答特性は過剰間隙水圧の上昇に伴い時間的に変化する． よって，本研究においては液状化を考慮した動的耐震設計法を構築することを目的とし， 液状化の進行に伴う構造物の固有振動数の時間的変化に着目して入力波の卓越振動数との 関係で生じる過度的な共振現象など，過剰間隙水圧の上昇に伴う動的応答特性を把握する ことを試みた． また，液状化による側方流動に関する既往の研究において，基礎構造物への影響につい ての研究を整理した．その結果，側方流動による作用外力による構造物の挙動は，一方向 への卓越した変形であることから，静的な外力により構造物への影響を把握する方向で整 理されている．しかし，作用外力の特性については，土圧あるいは流体的な外力として考 慮するなど意見の分かれるところであり，耐震設計法構築する上で極めて重要な課題を残 している． しかし，液状化による側方流動が構造物に及ぼす外力は，側方流動中に構造物に作用す る外力であることから，液状化の継続時間，すなわち過剰間隙水圧の時間的変化と極めて 密接な関係があると考えられる． そこで，本研究においては基礎構造物に作用する側方流動時の外力特性について，液状 化の継続時間との関係による時間的変化を考慮した検討により把握することを試みた．. 39.
(36) 参考文献. 1) 多田美朝,斎藤迪孝,井原道継,松浪哲夫,室町忠彦,藤原俊郎,上田周明,小林芳正,佐藤吉彦, 上沢弘：新潟地震調査報告，鉄道技術研究報告，No.448，1964 年 11 月 2) (社)土木学会：昭和 39 年新潟地震震害調査報告，昭和 41 年５月 3) 那須誠,藤沢一：日本海中部地震による青森駅構内の液状化現象と地盤条件との関係，鉄 道技術研究所速報，No.A-87-153，1987 年 3 月 4) 浜田政則,安田進,磯山龍二,恵本克利：液状化による地盤の永久変位の測定と考察，土木 学会論文集，第 376 号Ⅲ-6，pp211-220，1986 年 12 月 5) 浜田政則,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，pp221-229，1986 年 12 月 6) 山田剛二,高山常雄,室町忠彦,藤原俊郎,佐藤吉彦,小林芳正：十勝沖地震調査報告，鉄道 技術研究報告，No.650，1968 年 8 月 7) 日本海中部地震調査研究グループ：1983 年日本海中部地震調査報告，鉄道技術研究報 告，No.1267，1984 年３月 8) 栗林栄一,龍岡文夫,吉田精一：明治以降の本邦の地盤液状化履歴，土木研究所彙報，第 30 号，1974 年 12 月 9) (財)地震予知総合研究振興会：1989 年ロマ・プリエタ地震被害調査報告書，平成 2 年４ 月 10) (財)鉄道総合技術研究所地震対策プロジェクト：兵庫県南部地震鉄道被害調査報告書， 鉄道総研報告，特別第４号，1996 年４月 11) 澤田亮,西村昭彦：鉄道地下構造物の被害調査，基礎工，Vol.23,No,10，pp.84-89，1995 年 10 月 12) (社)地盤工学会阪神大震災調査委員会：阪神・淡路大震災調査報告書（解説編）， pp.443-444，平成８年３月 13) 社本康広,堀田洋之：六甲アイランドにおける地盤の水平変位測定例，第 31 回地盤工学 研究発表会，pp.1251-1252，平成８年７月 14) 関惟忠：阪神高速道路の高架構造物および橋脚の被害，基礎工，Vol.23No.10，pp.71-76， 84-89，1995 年 10 月 15) 日本国有鉄道大阪新幹線工事局：山陽新幹線(新大阪-岡山)地質図，昭和 47 年３月 16) 澤田亮,内田吉彦,西村昭彦,田中俊作：兵庫県南部地震における鉄道高架橋の被害解析 （その１），第 31 回地盤工学研究発表会，pp.1277-1278，平成８年７月 17) 日本国有鉄道大阪新幹線工事局：山陽新幹線新大阪-岡山間建設工事誌，昭和 47 年４月 18) 東畑郁生,吉田望：YUSAYUSA-2 理論と使用法，平成３年 10 月. 40.
(37) 19) 神戸市開発局：兵庫県南部地震による埋立地地盤変状調査（ポートアイランド，六甲ア イランド）報告書，平成７年８月 20) 内田吉彦,澤田亮,西村昭彦,蒋建群,田中俊作：兵庫県南部地震における鉄道高架橋の被害 解析（その２），第 31 回地盤工学研究発表会，pp.1279-1280，平成８年７月 21) 日本国有鉄道：山陽新幹線鉄筋コンクリート構造物設計要領（案），昭和 42 年 22) (社)土木学会：阪神大震災震害調査緊急報告会資料，平成７年２月 23) 河村壮一,西沢敏明 ,田尻貞夫：液状化で破損した杭の調査，基礎工，Vol.12,No.7， pp.120-124，1984 年７月 24) 吉田望,小林恒一,中村晋：1964 年新潟地震で被害を受けた S 建物の基礎杭の調査，土と 基礎，Vol.36,No,6，pp.39-44，1990 年６月 25) 建設局：橋梁標準設計，昭和５年 26) 土木学会コンクリート調査会：鉄筋コンクリート標準示方書，昭和６年９月 27) 日本国有鉄道：土木構造物の設計基準（案）無筋コンクリートおよび鉄筋コンクリート， 昭和 30 年４月 28) 日本国有鉄道：土構造物設計施工指針（案），昭和 43 年２月 29) 日本国有鉄道：建造物設計標準（鉄筋コンクリート構造物および無筋コンクリート構造 物），昭和 45 年３月 30) 日本国有鉄道：建造物設計標準解説（基礎構造物及び抗土圧構造物），昭和 49 年６月 31) 日本国有鉄道：耐震設計指針（案），昭和 54 年９月 32) 大橋勝弘,西村昭彦：地盤の変位を考慮した基礎の耐震設計(1),(2),(3)，構造物設計資料， 1977 年 33) 日本国有鉄道：建造物設計標準解説（基礎構造物及び抗土圧構造物），昭和 61 年３月 34) 鉄道総合技術研究所：鉄道構造物等設計標準同解説（基礎構造物・抗土圧構造物），平 成９年３月 35) 大川征治,前田良刀,真鍋進,龍岡文夫：累積損傷度理論を用いた簡易液状化判定手法の提 案，第 19 回地震工学研究発表会，pp.249-252，1987 年７月 36) 日本道路協会：道路橋示方書・同解説（Ⅴ耐震設計編），昭和 55 年５月 37) 岩崎敏男,龍岡文夫,常田賢一,安田進：砂質地盤の地震時流動化の簡易判定法と適用例， 第５回日本地震工学シンポジウム，pp.641-648，1978 年 38) 草野郁,阿部博,岩本恵一：細粒分を含む自然堆積地盤の液状化特性，第 22 回地震工学研 究発表会，pp.111-114，1993 年７月 39) 国生剛冶,寺田保夫,長崎清：密な砂地盤の N 値による液状化判定法，第 19 回土質工学 研究発表会，pp.559-562，1984 年６月 40) 佐々木康,田村敬一,相沢興,高橋和之：最大地震動および地震応答スペクトルの推定法. 41.
(38) -(その９)地震動の繰返しを考慮した最大加速度-，土木研究所資料，第 2282 号，1986 年１月 41) Kwashima,K., K.Aizawa. and K.Takahashi：Duration of Strong Motion Acceleration Records，Proc of JSCE Structural Eng./Earthquake Eng.，Vol.2,No2，1985.10. 42) 土木学会：土木構造物の耐震設計法に関する第３次提言，平成 12 年６月 43) 龍岡文夫,越智健三：ランダム波に対する砂の液状化強度の推定法について，第 20 回土 質工学研究発表会，pp.639-642，昭和 60 年６月 44) 安田進：FL と過剰間隙水圧比の関係，第 21 回土質工学研究発表会，pp.841-842，昭和 61 年６月 45) 時松孝次,吉見吉昭,前田慎二：S 波速度を用いた砂質土の液状化強度予測，第 23 回土質 工学研究発表会，pp.711-712，昭和 63 年６月 46) 常田賢一,木全敏雄,吉田精一：地盤の流動化特性およびその影響に関する実験的検討， 第 16 回土質工学研究発表会，pp.629-632，1981 年 47) 佐々木康,松本秀應,近藤益央：液状化地盤中の杭の水平力による変形に関する実験，第 21 回土質工学研究発表会，pp.763-764，昭和 61 年６月 48) 佐々木康,松本秀應,近藤益央：液状化地盤中の杭の水平抵抗に関する実験，第 21 回土質 工学研究発表会，pp.765-766，昭和 61 年６月 49) 岩崎敏雄,龍岡文夫,坂場義雄,野間博信：流動化する砂層中の杭の動的挙動に関する模型 振動実験，第 12 回土質工学研究発表会，pp.965-968，1977 年 50) Tatsuoka,F., K.Tokida, S.Yoshida and I.Maruyama：Shake table tests on dynamic behaviors of pile foundation model in liquefying sand layers，Proc. of 5th Japan Earthquake Engineering symposium，Tokyo，1978. 51) 当麻純一,国生剛冶,岩楯敞広：液状化過程での地中構造物の振動挙動，第 16 回土質工学 研究発表会，pp.1229-1232，1981 年 52) 当麻純一,国生剛冶,岩楯敞広：液状化過程での地中構造物の振動挙動（第２報），第 17 回土質工学研究発表会，pp.1933-1936，1982 年 53) 能村商栄,時松孝次,社本康広：液状化過程における地盤・杭構造物の挙動，第８回日本 地震工学シンポジウム，pp.1185-1190，1990 年 12 月 54) 小林恒一,吉田望,八尾真太郎：大型せん断土槽を用いた液状化時の杭基礎の挙動，第８ 回日本地震工学シンポジウム，pp.819-823，1990 年 12 月 55) 水野二十一,杉本三千雄,飯場正紀,森利弘,平出務：液状化過程における杭基礎の動的挙動 - 大 型せ ん 断 土 槽 を用 い た振 動 台 実 験- ，第 10 回 日 本 地 震 工 学 シ ン ポ ジ ウ ム ， pp.1635-1640，1998 年 11 月 56) 森信一郎,滝本幸夫,武藤正人,戸早孝幸,池田隆明：地盤-構造物連成系に対する有効応力. 42.
(39) 解析の適用性，第８回日本地震工学シンポジウム，pp.801-805，1990 年 12 月 57) 宮本裕司,酒向裕司,三浦賢治：液状化地盤における杭支持建物の地震応答，第９回日本 地震工学シンポジウム，pp.1339-1344，1994 年 12 月 58) Sasaki,.Y, K.Tokida H.Matsumoto and S.Saya：Experimental Study on Lateral Flow of Ground Induced by Soil Liquefaction ，第 ８ 回 日 本 地 震 工 学 シ ン ポ ジ ウ ム ， pp.825-830，1990 年 12 月 59) 宮島昌克,北浦勝,安藤康二：液状化地盤の永久変位に関する実験的研究，第８回日本地 震工学シンポジウム，pp.939-943，1990 年 12 月 60) 大友敬三, 岩楯敞広,清水幹夫,朱牟田善治,浜田政則：杭基礎に作用する側方流動の荷重 特性，第 22 回地震工学研究発表会，pp.95-98，平成５年７月 61) 浜田友康,大塚久哲,二宮嘉朗：液状化に伴う流動地盤中の杭に作用する流動力特性，第 22 回地震工学研究発表会，pp.99-102，平成５年７月 62) 石原研而,安田進,井合進：液状化にともなう岸壁・護岸背後地盤の流動の簡易予測方法， 第 24 回地震工学研究発表会，pp.541-544，1997 年７月 63) 濱田政則,若松加寿江：液状化による地盤の水平変位の研究，土木学会論文集，第 596 号Ⅲ-43，pp.189-209，1998 年６月 64) 小笠原政文,角田浩,坂本俊一,松尾隆志：流動化の影響を考慮した基礎構造物及び対策工 の設計法，地震時の地盤・ 土構造物の流動性 と永久変形に関する シンポジウム， pp.429-432，平成 10 年５月 65) 田村敬一,松尾修,東拓生,堤達也,斉藤由紀子：流動化対策工法に関する模型振動実験，地 震時の地盤・土構造物の流動性と永久変形に関するシンポジウム，pp.433-438，平成 10 年５月 66) 安田進,小林利雄,野村博之,田中智宏：液状化にともなう護岸背後地盤の流動の対策に関 する振動台実験，地震時の地盤・土構造物の流動性と永久変形に関するシンポジウム， pp.439-444，平成 10 年５月 67) 東拓生,田村敬一：流動化に伴う地盤変位及び橋梁基礎に作用する力に関する研究，第 24 回地震工学研究発表会，pp.557-560，1997 年７月 68) 堀越研一,立石章,藤原斉郁：側方流動地盤中の単杭の挙動に関する基本実験，地震時の 地盤・土構造物の流動性と永久変形に関するシンポジウム，pp.375-380，平成 10 年５ 月 69) 大友敬三：地中洞道・杭基礎系に作用する側方流動の外力に関する一考察，土木学会論 文集，第 605 号Ⅰ-45，pp.187-202，1998 年 70) 規矩大義,安田進,増田民夫,板藤繁,峯啓一郎：液状化した砂の強度・変形特性に関するね じりせん断試験，第９回日本地震工学シンポジウム，pp.871-876，1994 年 12 月. 43.
(40) 71) 土居賢彦,佐藤博,浜田政則：液状化による側方流動地盤の挙動と物性に関する実験的研 究，第 22 回地震工学研究発表会，pp.91-94，平成５年７月 72) 濱田政則,柳瀬和俊,河野暁,那須太郎：傾斜地盤の側方流動量の予測法に関する実験的研 究，第 25 回地震工学研究発表会，pp.353-356，1999 年７月 73) 北村健,濱田政則,大野政弘,吉田誠：側方流動が基礎構造に及ぼす外力特性に関する実験 的研究，地震時の地盤・土構造物の流動性と永久変形に関するシンポジウム，pp.359-362， 平成 10 年５月 74) 宮本裕司,酒向裕司,古山田耕二,古江守：地盤の側方流動による杭基礎の地震時杭応力， 第 10 回日本地震工学シンポジウム，pp.1825-1830，1998 年 11 月 75) Iai,S., Y.Matsunaga and T.Kameoka ： Strain space plasticity model for cyclic mobility，Soil and Foundation，Vol.32No.2，pp.1-15，1992. 76) Uzuoka,R., A.Yashima and T.Kawakmi：An analysis of lateral spreading of liquefied subsoil based on Bingham model ，Proc. of Int. Sym. of Numerical Models in Geomechanics，pp.685-690，1997.. 44.
(41)
関連したドキュメント
香川大学農学部学術報告 第47巻第2号（1995） 150 表−5からは次のことがわかる．
こるようになった。 →直下地震は、条件がそろえば横揺れの地震より液状化現象が起こりやすい。 (5)
№177 都道府県 市区町村 地区 6/6 中 地形分類
図 4.9 本ツールにおける下総中山駅の駅構内図 図
2016年熊本地震における 複製不可 2016年熊本地震における
設備更新後の新ヘリウム液化装置の運用状況 吉本 佐紀 千葉大学理学部 1.
格子状地盤改良 対策を行う 格子壁 まれた地盤内 地震時に発生するせ 断 応力 減されます その効果
25 ◆3棟隣接(RCアパート22m隣接) A,C は 外向き に傾斜し， B は A方向へ傾斜
