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出版

タイトル 熊本地震における滑動崩落被害を受けた造成宅地の土質特性及び再現解析
著者 門田 浩一・佐藤 成・本橋 あずさ・東郷 智・金子 俊一郎
出版 第61回地盤工学シンポジウム
ページ 31〜36 発行 2018/12/14 文書ID fs201812000006
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  • タイトル
  • 熊本地震における滑動崩落被害を受けた造成宅地の土質特性及び再現解析
  • 著者
  • 門田 浩一・佐藤 成・本橋 あずさ・東郷 智・金子 俊一郎
  • 出版
  • 第61回地盤工学シンポジウム
  • ページ
  • 31〜36
  • 発行
  • 2018/12/14
  • 文書ID
  • fs201812000006
  • 内容
  • 熊本地震における滑動崩落被害を受けた造成宅地の土質特性及び再現解析Earthquake landslide damage simulation for the hillside residential land due tokumamoto earthquake and the soil property of residential land門田浩一*,佐藤成*,本橋あずさ*,東郷智*,金子俊一郎*Hirokazu KADOTA, Shigeru SATO, Azusa MOTOHASHI, Satoshi TOGO, Shunichirou KANEKOand Saburo KISO平成 28 年 4 月の熊本地震においては,がけ崩れ及び滑動崩落等に伴う数多くの宅地被害が発生した。その中でも,震源となる布田川断層帯周辺の市町村に宅地被害が集中し,西原村においても,石積み等の宅地擁壁の崩壊,盛土造成地のすべり変形などの甚大な被害が発生した。本稿では,西原村における盛土造成地の被害形態を整理すると伴に,被災した黒ボク盛土の土質・地質特性について分析し,被害発生要因について推定した。さらに被害発生要因を考慮した二次元動的有限要素法解析による被害再現解析のケーススタディを行い,宅地擁壁の崩壊及び盛土のすべり変形の発生機構について検討した。検討の結果,地震動の作用により,宅地擁壁背面・基礎部における黒ボク盛土材のせん断強度が低下し,盛土のすべり変形が発生した可能性が大きいと考えられる。キーワード:火山灰質粘性土,繰返し荷重,地震応答解析,斜面の安定解析Volcanic cohesive soil, Cyclic load, Seismic response analysis, Slope stability analysis1.はじめに2.西原村における盛土造成地の被害形態平成 28 年 4 月に発生した熊本地震により,震源に近い盛土造成地における被害形態は,宅地擁壁背面及び基西原村では震度 7 を記録し,道路等の社会インフラの被礎部における黒ボク盛土のすべり,宅地擁壁の崩壊及び害に加えて,滑動崩落等による甚大な宅地被害が発生し変形などである。また,宅地擁壁部におけるすべりは,た。宅地の主な被害形態は,宅地擁壁背面の盛土のすべ下段の宅地から上段までのひな壇部において,概ね連続り,それに伴う石積み擁壁等の崩壊及び盛土造成地全体的に発生している(図-1,写真-1)。の変形である。宅地擁壁部のすべりは,下段の宅地から想定すべり面上段まで概ね連続的に発生しているのが特徴である。想定すべり面宅地盛土の主な材料は,有機物含有量が多い黒ボクなどの火山灰質粘性土である。地下水位はひな壇部分や盛想定すべり面土内部には確認されず,盛土とその下位の赤ボクとの境界面(GL-3m∼-4m 程度)または地山内に確認された。一般に黒ボクは土粒子間の結合力が大きく,透水性及び保水性が高い団粒構造を有しており,常時は安定状態図-1 盛土造成地における宅地擁壁部の連続的すべりにある。このため,乱れ等により黒ボク盛土の強度が低下しないと,すべりの発生は考えにくい。既往研究1)において,同じ締固め方法で作製した黒ボク供試体の動的せん断抵抗角は,静的せん断抵抗角のほぼ 1/2 になることが報告されていることから,すべりの発生は地震動に黒ボク盛土よる乱れの影響の可能性はある。本稿では,上記の背景を踏まえて,盛土造成地の被害ブロック積擁壁形態の整理及び被災盛土の地質・土質特性について分析し,被害発生要因を推定した。さらに,被害発生要因をすべり面考慮した円弧すべり法及び二次元動的有限要素法解析による被害再現解析のケーススタディを行い,盛土造成地におけるすべり変形の発生機構について考察した。* パシフィックコンサルタンツ株式会社写真-1 宅地擁壁背面部における黒ボク盛土のすべりPresident, Pacific Consultants co.,LTD.31 この連続的に発生している黒ボク盛土のすべりは,宅地擁壁と伴に崩壊まで至る箇所,沈下や傾斜等の変形に留まっている箇所など様々であり,そのすべり面の勾配は概ね 40 度∼60 度である。また被災盛土造成地は全体的に亀裂,隆起,沈下等が発生している。3.被災盛土造成地の地質・土質特性3.1 被災盛土地区の地質特性及び黒ボク盛土の N 値熊本県西原村は,阿蘇外輪山の南西部に位置し,被災地区の多くは西原村西部の台地(溶岩台地面)や低地(谷底平野),中央部の丘陵地に認められる。また,西原村は北東-南西方向に複数の地質構造体により構成されており,主に阿蘇カルデラ壁輝石安山岩類,阿蘇-1∼-3 火砕写真-2 Ⅰ断面における被災直後の宅地擁壁部:P2流堆積物,大峰火山,崖錐堆積物が分布する。被災盛土地区の中から A 地区における平面図及び代表的な地質断面図を図-2,図-3 に示す。また同断面の被災擁壁部の状況を写真-2 及び写真-3 に示す。Ⅰ断面写真-3 Ⅰ断面における平成 29 年 8 月の宅地擁壁部:P3A 地区は黒ボク盛土,黒ボク,赤ボク,段丘堆積物及No.2び阿蘇 4 火砕流堆積物の順に堆積している。ただし,黒P2,P3ボク盛土と地山の黒ボクとの区分は明確でない。黒ボク凡例+→開口・段差を伴う亀裂(盛土含む)の性状は有機物を含む火山灰質粘性土であ開口・段差を伴わない亀裂り,N 値は 1∼5(N=2∼3 が主体)と軟らかい。一方,地盤の隆起Ⅰ断面の宅地において,擁壁崩壊を伴うすべり発生後,擁壁の崩壊黒ボク盛土は高さ約 4m,勾配 60 程度の状態で安定を維変位の方向持している(写真-3)。N 値は打撃エネルギーとサンプラ図-2 被災盛土地区の平面図(A 地区)ーの貫入抵抗により測定されることから,測定時に黒ボク自体が乱され,N 値が小さくなっている可能性がある。このため,黒ボク盛土は N 値から強度を推定すると,過小評価になる場合もあると考えられる。赤ボク(火山灰質粘性土)の N 値は 2∼10 程度であり,黒ボクと比較すると N 値は大きくなっている。地下水位は表層の浅い位置ではなく,GL-3m∼4m 以深の地山内または黒ボクと赤ボクの境界面付近に分布している。3.2 黒ボク盛土の土質力学特性被害が大きかった A 地区及び B 地区において実施された室内土質試験結果より,黒ボク盛土の物理特性,力学特性及び静的強度と動的強度の比較等について考察する。(1)物理特性及び締固め特性黒ボク盛土の粒度分布,自然含水比及び液性・塑性限界の深度分布を図-4,図-5 に示す。含水比との関係として,締固め試験結果とコーン指数試験結果を重ねて図-6図-3 A 地区における地質断面図(Ⅰ断面)に示す。また物理特性をまとめて表-1,表-2 に示す。32 表-1 黒ボク盛土の物理試験結果(その 1)試料番号No含水比 w h(%)88.4158.6148.364.668.7123.066.146.7A地区1A地区2A地区3B地区1B地区2B地区3B地区4B地区5液性限界w L (%)88.7172.8183.271.476.3134.180.863.1塑性限界w p (%)塑性指数 I p(%)63.577.373.644.145.067.547.337.425.295.5109.627.331.366.633.525.7表-1 黒ボク盛土の物理試験結果(その 2)図-4 黒ボク盛土の粒度分布試料番号No間隙比 eA地区1A地区2A地区3B地区1B地区2B地区3B地区4B地区52.093.893.871.851.863.251.811.22湿潤密度 r t 乾燥密度 r d 締固め度 D c33(%)(g/cm )(g/cm )1.431.231.251.481.531.351.551.720.790.480.500.900.910.610.931.1785.970.184.785.893.2黒ボク盛土は,砂礫混じりの火山灰質粘性土または砂質シルトに分類され,自然含水比は wn =45∼160%,間隙比は e =1.2∼3.9,乾燥密度は rd =0.5∼1.2g/cm3 とばらつきがある。これは,黒ボクが団粒構造を有しており,有機物の混入量等により団粒構造自体が変化するためと考えられる。また,コンシステンシー指数は 0.2∼0.3 前後が主体であり,乱れの影響を受けやすい状態にある。さらに,図-6 の含水比と乾燥密度及びコーン指数の関係を見ると,最適含水比より加水側になると,強度が大きく低下している。このため,施工時の締固め度を一定にする管理が難しく,締固め度が Dc =70%∼93%と大きく図-5 黒ボク盛土の含水比,液性・塑性限界の深度分布ばらついたことも,自然含水比,間隙比及び乾燥密度のばらつきに影響を及ぼしていると推定される。(2)力学特性黒ボク盛土のせん断強度を求める室内試験としては,通常の圧密非排水三軸圧縮試験に加えて,地震動に伴う強度低下を推定するため,非排水繰り返し非排水三軸試験により一定ひずみを発生させた後,圧密非排水三軸圧縮試験(以降,繰返し載荷後の単調載荷試験 2))を実施した。この繰返し載荷後の単調載荷試験により,地震動に伴う強度低下を推定する手順は以下のとおりである。①初めに JGS 0523 の「圧密非排水(CUB )三軸圧縮試験」を実施し,黒ボク盛土供試体の全応力表示の静的強度定数(粘着力 ccu,内部摩擦角Φcu)を求める。②次に同じ採取箇所の供試体を用いて,上記①の試験による圧密後(有効圧密応力は 100kPa),非排水条件で一定振幅の繰返し応力を供試体に作用させる。図-6 黒ボク盛土の締固め試験結果(含水比と乾燥密度③繰返し載荷過程で両振幅軸ひずみが 10%に達した後,の関係)及び含水比とコーン指数の関係非排水条件を保ったままで直ちに単調載荷を実施する。33 ④手順②での繰返し応力振幅として,異なる 4 つの値を粒構造の土粒子間の結合力に大きく支配され,団粒構造設定し,手順②-③の試験を実施する(繰返し応力振幅のが発達している状態(間隙比大,乾燥密度小など)ほど,値は,両振幅軸ひずみ 10%に達するまでの繰返し載荷回強度が大きくなっていると考えられる。数が 1-200 回程度となるように設定する)。次に図-11 の間隙比と強度低下率の関係をみると,間隙⑤上記①の試験結果のモール円と,「繰返し載荷後の単調比が大きくなると,粘着力及び内部摩擦角の強度低下率載荷試験」のモール円を比較し,全応力表示の動的強度(cR,ΦR)も大きくなっており,その最大値は約 32%で定数(粘着力 cD10,内部摩擦角ΦD10)を求める(図-7)。ある。これは繰返し載荷により,団粒構造が損傷して結⑥動的強度定数と静的強度定数の比率より,繰返し載荷合力(粘着力に相当)が低下すると伴に,土粒子間の摩による強度低下率(cR,ΦR)を求める。擦抵抗も低下していることを示している。以上のことより,間隙比が大きく団粒構造が発達した状態では,土粒子間の結合力が強く,静的強度定数も大きくなるが,地震動等の影響により団粒構造が損傷すると,結合力が弱まり強度も低下すると考えられる。表-3黒ボク盛土の静的・動的強度定数及び強度低下率試料番号NoA地区1A地区2A地区3B地区1B地区2B地区3B地区4B地区5図-7 繰返し載荷による強度低下の推定方法「A 地区 3」の試料における繰返し載荷後の単調載荷試験結果を図-8 及び図-9 に示す。4 試料の試験結果の最大静的強度定数動的強度定数強度低下率c cuc D10cRΦ cu2(kN/m )9.923.128.29.928.152.018.311.22(°)(kN/m )16.315.820.015.719.016.39.714.323.87.743.016.823.7-Φ D102(°)(kN/m )13.413.832.610.72.015.915.312.217.36.4-軸ひずみ(%)値を黒ボク盛土の地震動に伴う強度低下率とした。軸ひずみ=10(%)図-8 繰返し載荷試験による発生ひずみ200強度低下前t (kN/m2)強度低下後1000図-10間隙比と静的強度定数の関係図-9 繰返し載荷後の単調載荷試験結果による強度低下A 地区及び B 地区における黒ボク盛土の静的強度定数,動的強度定数及び強度低下率をまとめて表-3 に示す。また,間隙比と静的強度定数の関係,及び間隙比と強度低下率の関係を図-10,図-11 に示す。図-10 より,静的強度定数の粘着力 ccu は間隙比が大きくなると増加する傾向を示し,内部摩擦角Φcu は逆にやや減少する傾向を示す。また,乾燥密度と静的強度定数の関係では,乾燥密度が小さくなると粘着力は大きくなる傾向を示す。すなわち,黒ボク盛土の静的強度は,団図-1134間隙比と強度低下率の関係ΦR(°)-12.731.82.514.716.9- 4.二次元有限要素法による残留変形の再現4.3 入力地震動の設定4.1 二次元有限要素モデルの作成当該地区に最も近い地震観測点である西原村役場の観図-3 に示すⅠ断面を対象に有限要素法による地震応答測記録(2016 年 4 月 16 日 1:25,M7.3)をもとに工学的解析を行い、被災状況の再現性について確認を行った。基盤面(Aso-3g 上面)における地震動を設定した。なお,解析コードは FLIP3)を用い,文献 4)に示される円弧すべ基盤への引戻しは西原村村民体育館位置のボーリングをり計算法による設計に配慮し,全応力条件を前提としたもとに,文献 5)に示される初期せん断波速度 Vs の推定式多重せん断機構による応力ひずみ関係を適用した。およびひずみ依存特性(G/G0∼γ,h∼γ)を用いて 14.2 解析パラメータの設定次元の地盤モデルを作成し,重複反射理論に基づく等価図-12 にメッシュ分割図,表-4 に解析パラメータを一線形化法地震応答解析を実施して露頭波を抽出した。図覧にして示す。再現性を確認するため,前述の静的強度-13 に設定した工学的基盤面における入力地震動(露頭定数を用いた CASE1,繰返し載荷後の強度低下を考慮し値)を示す。た動的せん断強度定数を用いた CASE2 について比較を行った。なお,初期せん断波速度 Vs は近傍で実施したPS 検層の結果を用いた。また,側方および底面は粘性境界とし,工学的基盤は Aso-3g 層(Vs=830m/s, =0.341)上面とした。図-13入力加速度時刻歴(工学的基盤面露頭値)盛土4.4 二次元地震応答解析黒ボク図-14 の着目点における主な応答結果を表-5,図-15,赤ボク図-16 に残留時の最大せん断ひずみγmax 分布図を示す。Vf動的定数を用いた CASE2 において 10%を超える大ひずAso-4cみ領域が顕著である。図-17 にτmax∼γmax の履歴を示す。せん断強度の低下により,擁壁前後の自重作用によAso-4sる残留ひずみが顕著となっている。Aso-3g図-12メッシュ分割図(上:全体,下:拡大)表-5 主な応答結果一覧表表-4 解析パラメータ一覧解析パラメータ湿潤密度3(t/m )nV s (m/s)t間隙率S波速度盛土黒ボク赤ボク段丘堆積物vf1.31.42.00.767750.7851200.450190初期せん断剛性G ma (kPa)74622057173673体積弾性係数K ma (kPa)19459536471921299.80.330.518.422.712.315.10.2034.70.330.513.230.39.321.50.2071.30.330.535.00.035.00.00.24基準化拘束圧ポアソン比拘束圧依存パラメタCASE1 せん断抵抗角(静的) 粘着力CASE2 せん断抵抗角(動的) 粘着力最大減衰定数'ma (kPa)mφf (°)C (kPa)φf (°)C (kPa)h max阿蘇4火砕流 阿蘇4火砕流Aso-4cAso-4s解析パラメータ3着目点成分1210 節点前面地盤水平鉛直1506 節点擁壁天端水平鉛直2175 節点背後地盤水平鉛直残留変位(m)-0.197(-0.307)0.010(0.070)-0.260(-0.714)-0.093(-0.210)-0.229(-0.567)-0.136(-0.327)石積擁壁1.41.41.80.7522300.752230-初期せん断剛性G ma (kPa)75571755711800001210体積弾性係数K ma (kPa)1970781970784694121224108.40.330.514.325.214.325.20.20108.40.330.514.325.214.325.20.2098.00.330.535.020.035.020.00.24基準化拘束圧ポアソン比拘束圧依存パラメタCASE1 せん断抵抗角(静的) 粘着力CASE2 せん断抵抗角(動的) 粘着力最大減衰定数t'ma (kPa)mφf (°)C (kPa)φf (°)C (kPa)h max最大加速度(Gal)-546(-605)-224(-394)-684(-714)-213(-211)650(-714)-217(-211)※上段:CASE1 静的定数,下段:(CASE2 動的定数)(t/m )nV s (m/s)湿潤密度間隙率S波速度最大変位(m)-0.577(-0.698)0.019(0.094)-0.787(-1.209)-0.126(-0.221)-0.759(-1.209)-0.149(-0.221)2175節点番号1506要素番号図-1435196116371361着目点節点番号および要素番号 5.まとめ本稿では,盛土造成地の被害形態の整理,被災盛土の地質・土質特性についての分析を通して被害発生要因を推定し,二次元動的有限要素法解析による被害再現解析のケーススタディを行い,盛土造成地におけるすべり変形の発生機構について考察を行った。その結果を以下にまとめる。0%10%図-15(1) 西原村における盛土造成地では,宅地擁壁基礎部お残留時最大せん断ひずみγmax 分布図(CASE1)よび背面の黒ボク盛土のひな壇部における連続的な変状(亀裂,隆起,沈下)が発生した。(2) 通常の圧密非排水三軸圧縮試験(静的定数)と,圧密非排水繰返し載荷後の単調載荷試験(動的定数)を行った結果,黒ボク盛土のせん断強度が 30%程度に低下することが明らかとなった。(3) 西原村の観測記録をもとに工学的基盤の加速度時刻歴を求め,二次元有限要素法による地震応答解析を10%0%図-16CASE1302010tmax(kN/m2)tmax(kN/m2)501224始点終点40030謝辞:熊本県西原村関係者の方々には貴重なデータを提供いただきました。ここに深く謝意を表します。2010参考文献00.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35gmax(-)gmax(-)1)501361始点終点40302010tmax(kN/m2)tmax(kN/m2)1224始点終点400.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35500302)200.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35gmax(-)gmax(-)び強度低下を考慮したため池堤体の滑動変位量解析例, ため池等地震時斜面変形予測手法研究会 HP ,302010tmax(kN/m2)50400http://serid.jp/pdf/02-019ueno.pdf.1637始点終点40303)2010Port and Harbour Res. Inst. Vol.29, No.4,pp57-8300.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35gmax(-)gmax(-)4)1961始点終点3020100tmax(kN/m2)504030国土交通省都市局(2015):大規模盛土造成地の滑動崩落対策推進ガイドライン及び同解説,Ⅲ編 復1961始点終点40旧対策編,pp.33-46205)10熊本県地質調査協会(2003):熊本市周辺地盤図,pp.103-108.00.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.350.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35gmax(-)gmax(-)図-17Iai,S., Matsunaga,Y. and Kameoka,T.(1990): ParameterIdentification for a Cyclic Mobility Model, Rep. of the0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.3550上野和広,毛利栄征,田中忠次,龍岡文夫(2018):非排水繰り返し載荷による強度低下の評価法およ100.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.351637始点終点大原資生,山本哲朗(1980):山口大学工学部研究報告,30 巻,2 号,pp225-231.1361始点終点40050tmax(kN/m2)背後で変状が大きくなり被災状況に整合的となった。CASE250tmax(kN/m2)行った。その結果,動的定数を適用すると擁壁の前残留時最大せん断ひずみγmax 分布図(CASE2)着目要素τmax∼γmax 履歴The purpose of this study is to study causing factors of landslide deformation as well as analysis bysimulation. Landslide deformation was most significant damage in seismic landslide disasters causedat elevated residential land in Nishihara Village due to the Kumamoto Earthquake. Property ofvolcanic cohesive soil which is the embankment material, and sliding surface were analyzed based ongeologic survey data at damaged residential land. Modelling of 2-dimensional dynamic total stresswere applied to conduct case studies of simulation analysis on landslide deformation. Result of ourstudy showed that cyclic load by earthquake occurs decrease in shear strength of the embankment.Such occurrence causes sliding failure and deformation.36
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