研究発表会 2009年
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第44回地盤工学研究発表会発表講演集

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タイトル 地盤関連ISOの審議状況と地盤工学会におけるISO活動
著者 岸田 潔・木幡行宏
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 1〜2 発行 2009/07/15 文書ID 58513
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タイトル ユーロコード7の策定状況
著者 松井謙二・原 隆史
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 3〜4 発行 2009/07/15 文書ID 58514
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タイトル 欧州施工標準を審議しているCEN/TC288の動向
著者 原 隆史・松井謙二
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 5〜6 発行 2009/07/15 文書ID 58515
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タイトル ISO/TC221(ジオシンセティックス)の審議状況
著者 宮田喜壽・三木博史
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 7〜8 発行 2009/07/15 文書ID 58516
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タイトル ISO/TC190(地盤環境)の審議状況
著者 今村 聡
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 9〜10 発行 2009/07/15 文書ID 58517
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タイトル 我が国発の地盤環境国際規格案の審議状況
著者 坂井宏行・和田信一郎
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 11〜12 発行 2009/07/15 文書ID 58518
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タイトル 鉱油汚染土のリスク評価に関する規格化の動き
著者 中島 誠
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 13〜14 発行 2009/07/15 文書ID 58519
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タイトル アポロ16号で採取された月面砂(No.60501)の3次元粒子形状評価
著者 片桐 淳・松島亘志・山田恭央
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 15〜16 発行 2009/07/15 文書ID 58520
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タイトル 内部構造の安定性に着目した粒状体のファイバーによる補強メカニズム
著者 山口智世・松本 崇・前河亮太・前田健一・Ibraim Erdin
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 17〜18 発行 2009/07/15 文書ID 58521
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タイトル 粒状体人工地盤材の変形および強度特性に粒径が及ぼす影響
著者 Hemanta Hazarika・五十嵐信貴・山田祐樹
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 19〜20 発行 2009/07/15 文書ID 58522
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タイトル タイヤチップによる飽和砂地盤の免振効果
著者 兵動正幸・金子 崇・河田慎治朗・ヘマンタ ハザリカ
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 21〜22 発行 2009/07/15 文書ID 58523
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タイトル 粒子破砕による限界粒度と限界構造
著者 前田健一・温谷恵美・近藤明彦・福間雅俊
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 23〜24 発行 2009/07/15 文書ID 58524
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タイトル 帯基礎支持力に及ぼす粒子形状および粒子径の影響
著者 榊原辰雄・加藤正司・澁谷 啓
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 25〜26 発行 2009/07/15 文書ID 58525
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タイトル 平板載荷をうける破砕粒状体の局所挙動
著者 中田幸男・兵動正幸
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 27〜28 発行 2009/07/15 文書ID 58526
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タイトル 鉄道バラスト軌道の沈下速度に対するまくらぎ幅の影響に関するDEMによる検討
著者 河野昭子・名村 明
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 29〜30 発行 2009/07/15 文書ID 58527
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タイトル Skin friction of taper-shaped piles in sands
著者 Suman Manandhar・Noriyuki Yasufuku・Kiyoshi Omine・Taizo Kobayashi
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 31〜32 発行 2009/07/15 文書ID 58528
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タイトル 都市河川堀川におけるヘドロの汚れと土粒子-間隙水の構造化の関係
著者 星 博之・久米啓介・前田健一・足立和夫・糸賀裕美・中野万敬
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 33〜34 発行 2009/07/15 文書ID 58529
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タイトル 裁判における地盤専門家の役割
著者 大久保拓郎
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 35〜36 発行 2009/07/15 文書ID 58530
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タイトル 試料採取法と非排水強度の信頼度と最適盛土設計
著者 正垣孝晴・熊谷尚久
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 37〜38 発行 2009/07/15 文書ID 58531
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タイトル 既設アースダム堤体の安定性に及ぼす強度異方性の影響
著者 諏訪靖二・正垣孝晴
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 39〜40 発行 2009/07/15 文書ID 58532
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タイトル 災害廃棄物における環境リスクの考え方
著者 大野博之・登坂博行
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 41〜42 発行 2009/07/15 文書ID 58533
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タイトル 内陸直下型の地震災害リスク
著者 小坂英輝・鵜沢貴文・稲垣秀輝
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 43〜44 発行 2009/07/15 文書ID 58534
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タイトル 地盤に関するセカンドオピニオンの必要性
著者 太田英将
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 45〜46 発行 2009/07/15 文書ID 58535
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タイトル 斜面維持への取り組みと市民社会
著者 下河敏彦・稲垣秀輝
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 47〜48 発行 2009/07/15 文書ID 58536
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タイトル 平板載荷試験機の完全自動化について
著者 本多典久・青柳智己・小宮山俊也・清水一平
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 49〜50 発行 2009/07/15 文書ID 58537
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タイトル スウェーデン式サウンディング試験機のトルクによる土の非排水せん断強さの推定
著者 相沢彰彦・郭 賢治・藤井 衛
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 51〜52 発行 2009/07/15 文書ID 58538
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タイトル 標準貫入試験の室内模型実験と数値解析
著者 吉田明美・山内崇史・荒井克彦・町原秀夫
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 53〜54 発行 2009/07/15 文書ID 58539
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タイトル 簡易動的コーン貫入試験の周面摩擦補正の検討
著者 大倉祥平・大島昭彦・松村洋嘉
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 55〜56 発行 2009/07/15 文書ID 58540
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タイトル 宅地地盤調査における簡易動的コーン貫入試験の適用性の検討
著者 松村洋嘉・大島昭彦・大倉祥平
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 57〜58 発行 2009/07/15 文書ID 58541
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タイトル コンビネーションコーンの軟弱地盤への適用性
著者 利藤房男・伊藤義行・本間史祥
出版 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
ページ 59〜60 発行 2009/07/15 文書ID 58542
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  • タイトル
  • 地盤関連ISOの審議状況と地盤工学会におけるISO活動
  • 著者
  • 岸田 潔・木幡行宏
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 1〜2
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58513
  • 内容
  • 1A - 08第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月地盤関連 ISO の審議状況と地盤工学会における ISO 活動ISO 規格ISO 活動地盤工学会京都大学大学院国際会員○岸田室蘭工業大学国際会員木幡潔行宏1.国際標準化機構(=ISO)国際標準化機構は,国家規格機関の世界的連盟で180001947 年に設立された非政府組織であり,中央事務局はスイスのジュネーブに置かれている。「ISO in figures」図-1 に ISO 規格数の推移を示す。ISO 規格の制定数は,12000での標準化に関して最も代表的な」国家機関であり,各国あたり1団体のみしか登録できない。わが国では,ISO規格数によれば,2008 年 12 月末の会員数は 157 ヶ国である。14000年々,増加傾向にある。ISO の会員団体は,「当該国17765160001564913025101891000077788000経済産業省の審議会の一つであり,日本工業規格(JIS)600060684269の調査・審議を行っている日本工業標準調査会(JISC,4000事務局:経産省 産業技術環境局 基準認証政策課)が20001952 年 4 月 15 日の閣議了解を経て ISO に加入してい02813る。JISC には分野別に専門技術委員会が設置されてい1384197019751980198519901995200020052010西暦年るが,すべての規格案件を詳細にわたって審議するの図-1は不可能であることから,ISO に設置されている TCISO 規格数の推移(技術委員会,Technical Committee)に密接に関連する国内の学協会に実質的な審議および対応を委託しており,担当団体は国内審議団体として経済産業省に登録されている。したがって,国内審議団体における決定事項は,直接,日本の意見となる。地盤工学に関連する ISO/TC としては,TC182(地盤工学,Geotechnics),TC190(地盤環境,Soilquality),TC221(ジオシンセティックス,Geosynthetics)の3つがあり,地盤工学会はこれらの国内審議団体として登録されている。なお,地盤工学会の ISO への参加地位は,新作業項目への投票及び国際規格の照会原案や最終国際規格案に対する投票の義務を負って,業務に積極的に参加し,また可能な限り,会議に参加する義務を有する「P メンバー」として登録されている。ISO や ISO 規格が,わが国において特に議論されるようになってきたのは,1995 年に我が国が WTO(世界貿易機構,World Trade Organization)の「TBT 協定」(貿易の技術的障害に関する協定,Agreement of Technical Barriers to Trade)および翌年の「政府調達に関する協定」に批准してからである。この「TBT 協定」では,「加盟国が強制規格又は任意規格を策定するにあたり,国際規格を基礎とすること」を義務づけている。さらに,「政府調達に関する協定」では,政府機関(中央政府,都道府県,政令指定都市および政府系機関等)における技術仕様(例えば,道路橋示方書や鉄道構造物等設計標準など)については,国内規格より国際規格を優先使用することが義務づけられている。すなわち,政府機関の発注書や仕様書に指定された規格・基準と該当する ISO 規格との間に整合性がなければ,国際入札の際に,WTO/TBT 協定違反として提訴される可能性がある。このような背景から,1995 年以降,5000 以上の JIS(日本工業規格)について,ISO 規格との整合化が図られている。地盤工学分野においても,地盤調査・室内試験法あるいは地盤環境関連の試験法に関する国際規格化活動が活発化しており,我が国の対応が遅れると,地盤工学関連 JIS や JGS が ISO規格との整合性の名の下に,不本意な形で改変を迫られることになりかねない。2.地盤工学会における ISO 活動の必要性地盤工学は,土や岩および流体からなる地盤の工学的諸問題を扱う学問・技術分野であり,土質・基礎工学に加えて,岩盤工学,環境地盤工学,海洋地盤工学,地盤防災工学など地盤に関連する広範囲の学問と技術を対象にしている。したがって,地盤分野に関連するISOは,土木工学,地質学,応用地質学,農業土木工学,建築学,環境衛生工学,自然災害科学など広範囲の分野にまたがる学際的に取り扱われる国際標準となる。言うまでもなく,地盤工学会は,土木学会,建築学会,農業土木学会,岩の力学連合会,国際ジオシンセティックス学会,地下水学会,廃棄物学会,全国地質業連合会,土壌環境センターなどの学協会,あるいは国・地方自治体の関連機関などに所属している会員から構成されており,広範囲の分野にまたがる学際的な団体である.したがって,地盤工学会が地盤分野のISOに関する国内審議団体となっていることは,ISO規格案を審議する際に必要となる国内的に横断的な幅広い意見聴取および意見調整が可能Council status for geotechnical standardization and ISO activityKiyoshi Kishida, Kyoto Universityon JGSYukihiro Kohata, Muroran Institute of Technology1 となり,地盤関連ISO国際会議の出席者は,日本の表-1意見として公式に提案することが可能となっている.委員長委員兼幹事3.ISO 国内委員会の活動状況表-1 に,地盤工学会 ISO 国内委員会の構成メン地盤工学会 ISO 国内委員会構成員木幡行宏室蘭工業大学 工学部岸田京都大学大学院 工学研究科潔委員今村聡大成建設(株) 技術センター土木研究所委員勝見武京都大学大学院 地球環境学堂バーを示す。委員構成は,それぞれの ISO/TC に対委員向後雄二東京農工大学農学教育部国際環境農学専攻委員神田政幸(財)鉄道総合技術研究所 構造物技術研究部して中心的に活躍していただける方々と可能な限り委員関連各機関からの代表者で構成するようにしている。委員坂井宏行(財)鉄道総合技術研究所 環境工学研究部土谷(株)東光コンサルタンツ尚ISO 国内委員会の作業と役割は,国際対応と国内対委員本城勇介岐阜大学 工学部土木工学科応に分かれる。国際対応としては,1)ISO・CEN 規委員巻内勝彦日本大学 理工学部社会交通工学科委員松井謙二(独)土木研究所 技術推進本部委員委員宮田喜壽森田 宏防衛大学校 システム工学群 建設環境工学科国土交通省大臣官房技術調査課格案の検討・審議の取りまとめ,2)コメント提出に対する国内意見の集約,3)ISO・CEN 会議参加者(代表者)の調整および支援,4)提案される国際規格案や日本提案の国際規格表-2策定に関する戦略の企画・平成 20 年度の国際会議派遣状況会 議 名立案・実行などが挙げられ第3回 ISO/TC190/SC3/WG10(予備試験法)る。また,国内対応としてCEN/TC288(施工法)CEN/TC 292(廃棄物)およびCEN/TC345(地盤環境)年次総会CEN/TC250/SC7ISO/TC190/SC7/WG4は,1)日本工業標準調査会や規格協会との協調および配布される各種調査票に対する対応,2)関連学協会,関連機関との調整・情報交換,3)地盤工学会におけるISO 活動の基本戦略の立案と基準部会への提案,4)地盤工学関連 JIS および JGS日 程場 所5/23∼29 イタリア/ローマ6/3∼8 ノルウェー/オスロ6/8∼12 ドイツ/ベルリン6/24∼289/3∼8第4回 ISO/TC190/SC3/WG10(予備試験法) 9/11∼14CEN/TC 292(廃棄物)/WG3∼WG5合同会議 9/27∼10/3ISO/TC190年次総会11/16∼22派遣委員(敬称略)坂井宏行,和田信一郎松井謙二,原隆史坂井宏行ポーランド ワルシャワデンマークドイツ/ベルリンギリシャ/ハニアオランダ/デルフトISO/TC 190/SC 3 コンビナーズ会議12/10∼14 ドイツ/ベルリンIEC/TC 111(電気・電気製品およびシス 2/25∼3/1 米国/ボストン・ワシントンテムの環境標準化)/WG 3および米国化DC学会の動向調査ISO/TC 190/SC 3/WG10 & WG133/21∼26 豪州/ブリスベーンISO/TC221 Japan-Korea Meeting3/24∼26 韓国/ソウルの英訳に対する優先付け,5)会員への迅速な情報提供(地盤工学会誌「ISO だより」の執筆など),6)活動資金となる受託事業の要請などが挙げられる。表-3松井謙二中島誠坂井宏行坂井宏行坂井宏行,野上太郎,和田信一郎,浅田素之坂井宏行坂井宏行,野上太郎坂井宏行宮田喜壽,木幡行宏平成 20 年の規格案数(2008.1∼12)規格および規格案TC182TC190TC221NWIP811−WD−−−CD−41DIS8−−提案の理解と協力を得るために各国へのネゴシエーションとFDIS−63して,重点的に海外派遣を行っている。現在,ISO 規格案とDTR−−−して日本案を提示し,新規作業項目として投票が行われ承認DTS−1−されたことから,作業原案を作成・審議中である。表-3は,SR4248平成 20 年 1 月∼12 月に各 TC で審議された規格案数である。計204612平成 20 年度の活動として,表-2 に国際会議への派遣状況を示す。参加会議数は 12 回で,のべ 19 名の委員を派遣した。また,我が国がコンビナー(議長)となっている TC190/SC3(化学的手法と土の特性)/WG10(予備試験法)では,日本ここで,TC182 の規格案は,CEN リードのウィーン協定適用の提案が承認され,すべての案件が CEN/TC341 で審議されている。なお,8 件の NWIP は原位置調査法に関する規格案の審議段階NWIP:提案段階,WD:作業原案,CD:委員会原案,DIS:照会原案,FDIS:最終規格案,DTR:技術報告書原案,DTS:技術仕様書原案,SR:IS の見直しである。4.まとめ平成 20 年度は,地盤工学会がコンビナーとなっている TC190/SC3/WG10 の活動が活発に行われ成果があがってきている。しかし,ISO 対応活動費として活用していた関係機関からの受託が激減したことから,TC182(=CEN/TC341 など)および TC221 の国際会議派遣等に支障をきたす状況になった。ただし,TC190 については,経済産業省の基準認証研究開発事業への公募申請が平成 19 年度に採択されたため,この委託事業費で活動することが可能であった。平成 21 年度の ISO 活動も厳しい状況にある。しかし,ISO 活動は,地盤工学会の将来の発展に向けて極めて重要であると考えられるので,本 DS において活発な討議をお願いするとともに,今後とも会員諸氏,関連各機関の皆様の積極的な参加とご協力をお願いする次第である。2
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  • タイトル
  • ユーロコード7の策定状況
  • 著者
  • 松井謙二・原 隆史
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 3〜4
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58514
  • 内容
  • 2A - 08第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月ユーロコード 7 の策定状況ユーロコード 7、欧州規格、地盤基礎設計(独)土木研究所岐阜大学国際会員国際会員○松井謙二原隆史1.はじめに本文は、地盤の設計に係る欧州規格の動向を CEN/TC250/SC7: Geotechnical design(ユーロコード 7、地盤・基礎設計)の最近の活動 1)を概観するものである。欧州では、地盤に係わる規格として調査、設計、施工の 3 点セットで相互に連携を取り合って開発が進められており、それぞれ CEN/TC341(ウィーン協定による CEN リード案件、事務局:ギリシャ ELOT)、CEN/TC250/SC7(事務局:オランダ NEN)、CEN/TC288(事務局:フランス AFNOR)が担当している。ユーロコード 7 の開発は、1980 年、欧州委員会が国際地盤工学会 TC23ユーロコード 7 の開発にモデルコードの作成を依頼したことを嚆矢とする。1990 年からは、欧州委員会が CEN(欧州規格委員会)内の CEN/TC250/SC7 に開発を命令する形となった。SC7 は、1990 年 12 月の Rotterdam 会議を第 1 回として、昨年 2008 年 6 月 26/27 日の Warsaw 会議で 23 回目を数える。その間、委員長は故 N. K. Ovesen(デンマーク、1990∼1998 年)、R. Frank(仏、1998∼2004 年)から現在の B. Schuppener(独、2004 年∼)に替わり、前 2 者はそれぞれモデルコード+ENV(試用版) ユーロコード7 と EN ユーロコード 7 の審議に尽力していた。後者は、EN ユーロコード 7 の策定とその維持管理を担当するメンテナンス・グループを指揮している。2.ユーロコード全体の策定状況まず、ユーロコード全体の策定状況を見ておきたい。ユーロコードは全 10 編、58 パーツからなるが、そのすべてがCEN から発行(Stage 64: DAV「最終的に文書が利用可能となった日」)されており、現在メンバー国で国家附属書(Nationalannex、 以下 NA)策定のためのキャリブレーションが実施されている。現行各国規格との最大 3 ヵ年の併存期間を経て、2010 年 3 月にはユーロコードと矛盾する各国規格は廃止、ユーロコードに一本化される 2)。EN 1997: Geotechnicaldesign(ユーロコード 7)は 2 つのパート、すなわち Part 1: General rules と Part 2: Ground investigation and testing から構成され、それぞれ 2004 年 11 月と 2007 年 3 月に CEN から発行されている。EN 1997-1 は多くの国で英・仏・独語からの翻訳が利用できるか、ほぼ利用できる状況にあるが、EN 1997-2 は多くの国で母国語への翻訳が始まったばかりである。なお、ユーロコードに関する最新の一般情報は文献 3)が参考になる。3.国家附属書(NA)と 3 つの設計法(Design approach; DA)表-1 に、公表された国における EN 1997 の本文と NA の出版状況(予定を含む)を示した。ここで、2008 年末までに出版を計画している(断定できない「?」も含む)部分を黒塗りで表示している。こうしてみると、EN 1997-1 はほぼ全ての国で 2008 年中に NA までの策定が予定されているが、EN 1997-2 に関しては本文の策定が精一杯といったところで、NA については未定とする国が多い。NA では、各国で独自に設定できる値(Nationally Determined Parameters; NDP)をどのように設定するかが一番重要な課題であり、それは現在 EN 1997 で認められている 3 つの設計法(Design approach、以下 DA)のなかからの選択と部分係数の具体的な数値である。表-2 に、各国が採用を検討している DA を基礎種別ごとに示した。ここで、域内の主要国のみ国名を明示し、それ以外は国数のみを表示している。また、DA 1 は ENV(試用版)ユーロコード 7 段階で提案されていた材料係数法(地盤パラメータに部分係数を考慮)、DA 2 は抵抗係数法(抵抗力に部分係数を考慮)、DA 3 はDA 1 と DA 2 の折衷案ともいうべきものである。この表から次のことがわかる:①DA の選択は基礎種別ごとに異なる国が多い、②英・ベルギー・ポルトガルは基礎種別によらず DA 1 を採用している、③仏と独は同じ DA を採用し、「斜面」は DA 3、その他の基礎は DA 2 である、④ただし、独は直接基礎のみ DA 2*(DA 2 の修正版)を採用する、⑤オランダとデンマークは「杭基礎」を除き、DA 3 を採用している(デンマークは ENV ユーロコード 7 段階では英国とともに DA 1 の推進者であった)、などの特徴がある。表-2 からわかるように、アイルランドが「いずれの DA を採用してもいい」という極めて他と異質な対をとっている。これについて若干のコメントを加えたい。アイルランドはこれまで独自の地盤設計に係る国家規格を持っていないために、アイルランドで働く非アイルランド技術者は英、仏、独といった彼らが親しんできた国の規格に準拠した設計を行ってきた。また、それが認められてきた経緯がある。設計規格が各国規格からユーロコード 7 に統一されても、英、仏、独がそれぞれ独自の DA を採用している以上、アイルランドとしては従来からの慣習を維持するため全ての DA を求めることにしたというのが実情のようである。アイルランド規制当局は、長く英国の影響下にあったことから英国と同じ DA を採用したがっていたとのことであるが、「こういった風潮はこの際断ち切るべし」というのが SC7 アイルラFormulation of EN 1997 Eurocode 7Kenji Matsui Public Works Research InstituteTakashi Hara Gifu University3 ンドメンバーの総意とされる。こういった事情を有する国はそのほかにもあると考えられるが、全ての DA を認める方針を打ち出したのは今のところアイルランドだけである。表-1 EN 1997: Geotechnical design の本文と国家附属書(NA)の出版状況(2008 年 6 月現在、公表された国のみ)EN 1997-1: General rulesメンバー国AustriaBelgiumDenmarkFinlandFranceGermanyGreeceIrelandItalyLithuaniaNetherlandsPolandPortugalRomaniaSlovakiaSwedenSwitzerlandUK本文2006-12005-12005-02(英語)2007-06(デンマーク語)2007-112005-062005-1020072005(?)2007-052005-01(英語)2008-09(オランダ語)2008-05(2008 ?)20072005-1020062003 (Swiss-code)2004-12EN 1997-2: Ground investigation and testing国家附属書(NA)2007-11(2008 ?)2008-022007-112006-09(2009 ?)20082007-072007-07(2008 ?)2008(?)(2008 ?)2008(2008-12 ?)2008No annexes (?)2007-11本文2007-112007-122007-0620072007-092007-05(?)2007(?)2008-112005-01(英語)2008-09(オランダ語)2008-12(2009 ?)20082008-06(?)(?)2007-04表-2 各国が採用を考えている設計法(DA)国家附属書(NA)(2009 ?)(?)(?)(?)(?)(2009 ?)(?)2008-09(?)(2009 ?)(2010 ?)(?)(2009 ?)2009(2008-12 ?)(?)(?)2008(2008 年 6 月現在、公表された国のみ)DA(デザイン・アプローチ)直接基礎杭基礎擁壁斜面全てのDAアイルランドアイルランドアイルランドアイルランドDA 1英・ベルギー・ポルトガル・他 2 ケ国英・ベルギー・ポルトガル・他 2 ケ国英・ベルギー・ポルトガル・伊・他 2 ケ国英・ベルギー・ポルトガル・伊・他 2 ケ国DA 2DA 3仏・伊・ (DA 2*)他1独・他 6 ケ国仏・独・オランダ・デンマーク・伊・他 11 ケ国オランダ・デンマーク・他 3 ケ国仏・独・他 9 ケ国仏・他 1 ケ国(なし)オランダ・デンマーク・他 2 ケ国仏・独・オランダ・デンマーク・他 10 ケ国4.次世代ユーロコード 7 のための研究課題メンテナンス・グループでは、次世代ユーロコード 7 のための研究課題として各国での NDP を低減する整合化(Harmonization)が最大のテーマと認識して、次のような現行ユーロコード 7 による設計結果の比較とその結果を踏まえた整合化提案を行っている。(1) 現在各国で採用されている 3 つの設計法(DA)および部分係数値による、常時および仮設時の終局限界状態における EN 1997-1 の結果の比較、および均一な信頼性確保、持続可能性と経済性を持つ設計を目的とした EN 1997-1 の将来の整合化の提案(2) 基礎と擁壁の変形を決定(使用限界状態)するためメンバー国で用いられている計算モデルによる結果の比較と、EN 1997-1 への規格化の提案(3) 地盤設計のための地盤パラメータの選択に関して、メンバー国で用いられている野外試験および室内試験の評価の比較、および EN 1997-2 における整合化の提案(参考文献)1)例えば、CEHN/TC250/SC7 N0477: Draft report CEN/TC250/SC7 meeting 23, ITB Warsaw, 26 and 27 June, 20082) http://www.cen.eu/cenorm/businessdomains/businessdomains/construction/eurocodes20070927.pdf3) http://eurocodes.jrc.ec.europa.eu/home.php4
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  • タイトル
  • 欧州施工標準を審議しているCEN/TC288の動向
  • 著者
  • 原 隆史・松井謙二
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 5〜6
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58515
  • 内容
  • 3A - 08第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月欧州施工標準を審議している CEN/TC288 の動向欧州規格施工規格岐阜大学CEN/TC288国際会員(独)土木研究所国際会員○原松井隆史謙二1.はじめに本文は,欧州における施工規格 1)の検討および制定を実施している CEN/TC288 について,これまでの活動と現在審議中の規格の状況,さらには関連する話題について報告する.2.TC288 が制定,または検討中の規格類と課題TC288 がこれまでに制定,または現在審議中の規格類を表-1 に示す.Linder 委員長は,1992 年の第 1 回パリ会議以降2006 年までを第 1 期(”Creation” phase,策定段階),2007 年以降を第 2 期(”Consolidation” phase,整理段階)に区分している.第 1 期には策定予定の 13 規格のうち 12 規格を策定し,第 2 期には 3 つの WG による 5 年毎の定期見直し作業(表-4における着色部 WG 13, 14, 15 の活動)や,同じ地盤に係る設計規格(TC 250/SC7)や試験規格(TC 341/WG4),コンクリート分野の規格(TC 104)などとの調整が課題となっている.表-1 TC288 が策定している規格類第1期(”Creation” phase)での番号欧州規格名称EN 1536: 1999Bored pilesWI00288001, WG 3EN 1537: 1999Ground anchorsWI00288002, WG 2EN 1538: 2000Diaphragm wallsWI00288003, WG 1EN 12063: 1999Sheet-pile wallsWI00288004, WG 4EN 12699: 2000Displacement pilesWI00288005, WG 5EN 12715: 2000GroutingWI00288006, WG 6EN 12716: 2001Jet groutingWI00288007, WG 7EN 14199: 2005MicropilesWI00288008, WG 8EN 14475: 2006Reinforced fillWI00288014, WG 9EN 14679: 2005Deep mixingWI00288011, WG 10EN 14731 2005Ground treatment by deepWI00288013, WG 12vibrationEN 15237: 2007Vertical drainageWI00288012, WG 11prEN 14490Soil nailingWI00288015, WG 13<注>DAV: 最終的に文書が利用可能となった日,DOP:3.第 1 期(Creation出版予定DAV: 1999-02-17DOP/DOW: 1999-08-31DAV: 1999-12-08DOP/DOW: 2000-06-30DAV: 2000-01-19DOP/DOW: 2000-07-31DAV: 1999-02-17DOP/DOW:1999-08-31DAV: 2000-12-13DOP/DOW: 2001-06-30DAV: 2000-07-19DOP/DOW:2001-01-31DAV: 2001-05-23DOP/DOW: 2001-11-30DAV: 2005-03-09DOP/DOW: 2005-09-30DAV: 2006-01-18DOP/DOW:2006-07-31DAV: 2005-04-13DOP/DOW: 2005-10-31DAV: 2005-09-28DOP/DOW: 2006-03-31DAV: 2007-02-28DOP/DOW: 2007-08-31未発行第2期(”Consolidation”phase)での番号WI00288016予備段階, WG 15WI00288018予備段階, WG 14WI00288017予備段階, WG 152010 年まで承認(2005 年の決議事項)2010 年まで承認(2005 年の決議事項)2010 年まで承認(2005 年の決議事項)2011 年に見直し開始2010 年に見直し開始2011 年に見直し開始2010 年に見直し開始2010 年に見直し開始2012 年に見直し開始WI00288015,WG 13出版が完了した日,DOW: 各国規格が廃止された日phase,1992∼2006 年)合計 13 の作業項目(WI)のうち,1992 年から 2 年間隔で 3 つずつの WI が処理され,CEN から 1999/2000 年に最初の 6 つの規格が,そして 2007 年までに計 12 の規格が承認された.最後の「soil nailing」は 2007 年,CEN メンバーへの意見照会が実施された.第 1 期での規格を総括すれば,①最初の 5 規格だけが実務に用いられているが,改良が必要であること,②発行された規格類はその規定の不十分さ/不明確さの結果,いくつかの国ではそれらを補うための NAD(National Application Document,国家仕様書)を発行していること,③CEN/TC288 規格類相互やその他の規格(例えば,ユーロコード 7 やコンクリート規格など)との整合化が不十分であること,などが指摘されている.4.第 2 期(Consolidationphase,2007 年∼)第 2 期の活動として現在,WG 13 による Soil nailing の公式投票へ向けての規格化作業,ならびに WG 14 および WGMovement of CEN/TC288Takashi Hara Gifu UniversityKenji Matsui Public Works Research Institute5 15 による EN 1537: Ground anchors,EN 1536: Bored piles,EN 1538: Diaphragm walls の 5 年毎の定期見直し作業は始まっており,2010/2011 年に改訂版の発行が期待されている.第 2 期の課題としては,上記のような第 1 期での反省を踏まえて,①出来るだけ早く,規格を完成させ実務に資すること,②これまでの経験を踏まえて,最小限の NAD の併用により,規格を欧州全域で使えるようにすること,③設計規格(EN 1997),試験規格(例えば,EN ISO 22477-5: Testing ofanchorages)および材料規格(例えば,セメントやコンクリート)との整合化,などが挙げられている.5.アンカーに係わる 3 規格の調整アンカーに係る施工規格 EN 1537 は,TC250/SC7 が担当する設計規格 EN 1997-1 の 8 章(Anchorages),TC341/WG4:Testing of geotechnical structures(主査:J-P Magnan,仏)が担当する試験規格 prEN ISO 22477-5 と深い係わりを持つが,相互に重複,矛盾する部分を有している 2).そこで,昨 2007 年 7 月,EN 1537 の定期見直しを担当する TC288/WG 14の主査(C. Merrifield,英)も含めて,関連する TC/SC/WG の委員長,主査らが一同に会して,3 つのアンカーに係る規格の適用範囲の明確化と整合化を図っている.その結果,①現行 EN 1537 から設計に関する記述(Annex D など)をすべて EN 1997-1 に移すこと,EN 1537 における試験法に関する記述(Annex E など)を prEN ISO 22477-5 に移すこと,②全ての専門用語,定義,記号は 3 つの規格で統一することなどが決定された.表-2 に示した 3 つの規格の役割分担は J-P Magnan による私案であり,詳細はこれから審議される.prEN ISO 22477-5 の附属書には独・英・仏による 3 つの試験法(Method)が記述されているが,域内全ての国の試験法をこの 3 つでカバーできるかどうかも検討課題の一つとなっている.表-2 3 つの規格の役割分担(J-P Magnan による私案)EN 1537: Groundanchors(TC288)prEN ISO 22477-5: Testing ofanchorages(TC341/WG4)【本文】・施工に必要な情報,・地盤調査,・材料および製品,・施工からみた設計に考慮すべき事項,・施工,・管理,モニタリングおよび試験,・記録およびモニタリング,・安全性に係る要求事項【本文】・適用範囲,・装置,・試験手順,・試験結果の報告EN 1997-1: Geotechnical design – Part 1: General rules, Section 8“Anchorages”(TC250/SC7)専門用語,定義,記号(各規格に共通)【附属書(情報のみ)】・Method 1+使用例(独)・Method 2+使用例(英)・Method 3+使用例(仏)・試験結果の解釈【附属書(情報のみ)】・記録紙の例【本文】・設計状況と荷重,・設計,・施工時に考慮すべき事項,・終局限界状態設計,・使用限界状態設計,・設計過程の一部としての試験,・保証荷重に係る最小の要求事項(NDP 1) ),・試験種別 2)に係る最小要求(NDP)【附属書(情報のみ)】・プレストレスアンカーのための部分係数の推奨値【国家附属書(National annex)】・試験種別の選択,・Method 1, 2, 3 またはそれ以外の選択,・部分係数値,・修正係数(correlation factor),・腐食作用に対する防護に係る特別の要求事項,・中期間の限定使用のためのアンカー注:1) NDP:各国で独自に定めてよいパラメータ,2) 基本調査試験,適性試験,確認試験6.その他の話題(1)コンクリート分野の規格との非整合CEN/TC104: Concrete and related products による EN 13670: Execution of concrete structures は公式投票の結果,肯定されたことが報告された.その適用範囲を見る限り,TC288 が策定中の地盤に係るコンクリート構造物(例えば,EN 1536:Bored piles)を排除するものでないが,事前の TC288 との協議は一切なされていなかった.その結果,EN 13670 の規定は基礎には不適当に高品位なコンクリートを規定する内容となっており,これから両 TC 間で調整することとなった.(2)Earthworks の取扱い2007 年 7 月,CEN/BT(技術評議会)/WG 203 では事務局を AFNOR(仏)として,Earthworks という名前の新しいCEN/TC の創設を提案している 3).しかし,現在 Earthworks に類する規格策定を審議している CEN/TC は数多くあり,TC288 もその一つである.本件を今回 TC288 で審議した結果,①現時点では新 TC の適用範囲は明確とはいえない.AFNOR は適用範囲をもっと正確に定義すべきであること,②もし新 TC が方法や手順を詳しく規格化しようとするとTC288 の Work item(作業項目)とオーバーラップする恐れが高いこと,③よって,AFNOR は適用範囲の要点を再提示し,関連する現行 TC の活動との潜在的な衝突をチェックし明示しなければならないことを決議している.参考文献1) 例えば,CEN/TC288 N 387 E: Report of the Chairman for the 17th meeting of TC288 5 and 6 June 2008 OSLO (Norway),2)ISO 国内委員会:第 7 回 CEN/TC341/WG4 パリ会議参加報告,地盤工学会誌,Vol.56, No.7. p.60, 2008.3)ISO 国内委員会:CEN BT/WG 203 “Earthworks” meeting 参加報告,地盤工学会誌,Vol.56, No.8. p.62, 2008.6
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  • タイトル
  • ISO/TC221(ジオシンセティックス)の審議状況
  • 著者
  • 宮田喜壽・三木博史
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 7〜8
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58516
  • 内容
  • 4A - 08第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月ISO/TC221 国内専門委員会活動報告-ジオシンセティックス関連規格に関する現状と今後の展開-国際規格ジオシンセティックス地盤工学会ISO / TC221 国内専門委員会委員長 三木 博史幹 事 宮田 喜壽1 ジオシンセティックス技術に関する国際規格の現状と TC221 の現状ジオシンセティックスの年間貿易数値は 1999 年で,北米:50 億 m2(輸出 10%),欧州:40 億 m2(輸出 50%),アジア:15 億 m2(輸出 30%),その他:20 億 m2(輸出 40%)となっており,全体で既に 100 億 m2 を超えている.TC221 はジオシンセティック製品の標準化を制定する技術委員会であり,5つのワーキンググループがある.活動は,毎年 1 回の全体会議開催の他,個別の WG が開催されている.JGS では表1に示す委員会を設置し,これに対応している.TC221 で規格済みの試験法を表2に示す.表1 ISO/TC221 国内専門委員会の名簿(50 音順)委員長:三木博史(三木地盤環境工学研究所),委 員:赤井智幸(大阪産技研),今泉繁良(宇大),大谷 順(熊大),加納 光(三ツ星),熊谷浩二(八戸工大),木幡行宏(室蘭工大),志々目正高(ボルクレイ・ジャパン),篠田昌弘(鉄道総研),島岡隆行(九大),中村 努(苫小牧工専),長束 勇(島根大),鍋島康之(明石高専),平井貴雄(三井石化),巻内勝彦(日大),枡尾孝之(太陽工業),明嵐政司(土研),横田善弘(前田工繊), 幹事:宮田喜壽(防大)表2ISO TC/221関連の規格(2009年2月現在)規格番号対象*規格名【和訳】ISO 9862:2005GSSampling and preparation of test specimens【 試験供試体のサンプリングと作製】ISO 9863-1:2005GSDetermination of thickness at specified pressures Part 1:Single layers【所定圧下の厚さの測定第1部: 単層】ISO 9863-2:1996GT&RPDetermination of thickness at specified pressures Part 2: Procedure for determination of thickness of single layersof multilayer products【所定圧下の厚さの測定第2部: 複層製品における単層厚さの評価法】Test method for the determination of mass per unit area of geotextiles and geotextile-related productsISO 9864:2005GT&RPISO 10318:2005GSTerms and definitions【用語と定義】ISO 10319:1993GTXWide-width tensile test【広幅引張り試験】ISO 10320:1999GT&RPIdentification on site【現場における確認事項】ISO 10321:1992GTXTensile test for joints/seams by wide-width method【継ぎ目/縫い目に対する広幅引張り試験】ISO 11058:1999GT&RPISO/DTS 19708GSISO 12236:2006GSStatic puncture test (CBR test)【 静的貫入試験(CBR法)】ISO 12956:1999GT&RPDetermination of the characteristic opening size【見掛けの開口径の測定】ISO 12957-1:2005GSDetermination of friction characteristics Part 1: Direct shear test【摩擦特性の測定第1部: 直接せん断試験】ISO 12957-2:2005GSDetermination of friction characteristics Part 2: Inclined plane test【摩擦特性の測定第2部: 傾斜試験】ISO 12958:1999GT&RPDetermination of water flow capacity in their plane【面内方向通水性能の測定】ISO 13426-1:2003GT&RPStrength of internal structural junctions Part1: Geocells【剥離強度 第1部: ジオセル】ISO 13426-2:2005GT&RPStrength of internal structural junctions Part 2: Geocomposites【剥離強度 第2部: ジオコンポジット】ISO 13427:1998GT&RPAbrasion damage simulation (sliding block test)【磨耗シミュレーション(ブロックすべり試験)】ISO 13428:2005GSISO 13431:1999GT&RPDetermination of tensile creep and creep rupture behaviour【引張りクリープ及びクリープ破壊特性の測定】ISO 13433:2006GT&RPDynamic perforation test (cone drop test)【動的貫入試験(コーン落下試験)】ISO 13437:1998GT&RPISO 13438:2004GT&RP【単位面積当たりの質量の測定】Determination of water permeability characteristics normal to the plane, without load【無載荷での垂直方向透水性能の測定】Procedure for simulating damage under interlocking concrete block pavement by the roller compactor method【ローラコンパクタ法によるインターロッキングブロック舗装下の損傷試験】Determination of the protection efficiency of a geosynthetic against impact damage【衝撃に対するジオシンセティクスの防護能力の測定】Method for installing and extracting samples in soil, and testing specimens in laboratory【土中,室内試験の供試体中への供試体の敷設と取出し方法】Screening test method for determining the resistance to oxidation【酸化抵抗性に対する予備試験方法】(対象:GS=Geossynthetics, GT&RP=Geosynthetics and related products, GTX=geotextiles)Action Report of JGS Technical Committee for ISO/TC221MKI, Hiroshi & MIYATA, YoshihisaJGS Technical Committee for ISO/TC2217 表3ISO TC/221で審議中の主な規格(2009年2月現在)規格番号対象*ISO/TR 10722-1GT&RPISO/FDIS 10722GSISO/CD 10769CGBDetermination of water absorption of bentonite【ベントナイトの水分吸収特性の測定】ISO/CD 10773CGBDetermination of permeability to gases【ガス透過性の測定】ISO/TR 12960GT&RPISO/CD TS 13434GT&RPISO/CD 20432GSISO/DIS 25619-1GSISO/DIS 25619-2GSISO/NWI GeotextilesGTX規格名【和訳】Procedure for simulating damage during installation Part 1: Installation in granular materials【敷設中の損傷シミュレート手順 第1部: 粒状材料中の敷設】Index test procedure for the evaluation of mechanical damage under repeated loading -Damage caused bygranular material【繰返し荷重条件下での力学的損傷の評価法―粒状材料による損傷】Screening test method for determining the resistance to liquids【耐薬品性を測定するためのスクリーニング試験法】Guidelines on durability【耐久性に関するガイドライン】Guide to the derivation of reduction factors for soil reinforcement materials【補強土材料の低減係数のばらつきについてのガイドライン】Determination of compression behaviour Part1: Compressive creep properties【圧縮挙動の測定 第1部: 圧縮クリープ特性】Determination of compression behaviour Part2: Compressive creep properties【圧縮挙動の測定 第2部: 圧縮クリープ特性】Determination of compressive behaviour Part 2: Determination of short term compression behaviour【圧縮挙動の測定 第2部: 短期圧縮挙動の評価】(対象:GS=Geossynthetics, GT&RP=Geosynthetics and related products, GTX=geotextiles)2現在の審議状況現在,検討されている規格の一覧を表3に示す.WG2 では,①ISO 10318(ジオシンセティックスの規格で用いられる標準的な用語と記号)の改正,②他の WG の規格で定義された用語のみなおしに関する案件が議論された.①は遮水材料に関する議論で,旧来親しまれてきたジオメンブレンやジオシンセティックス・クレイライナーといった用語を,Polymeric geosynthetics barriers(高分子系ジオシンセティックスバリアー),Bituminous geosynthetic barriers(アスファルト系ジオシンセティックスバリアー)そして Claygeosynthetic barriers(粘土系ジオシンセティックスバリアー)に変更する是非に関するものである.②は,各規格で定義されてきた用語の定義について,整合性をとる必要性から生まれてきた案件である.いずれも少し長期的な視野から,継続的に審議がなされることになった.WG3 では,①ISO 10319(幅の広い試料の引張試験)の修正,②ISO 10321(幅の広い試料の接合部の引張試験)の修正,③ISO/TR 10722(施工時の損傷評価手法(その一)粒状土壌に施工する際の損傷)の修正,④ISO/CD 25619-1(圧縮クリープ試験(その一)圧縮クリープ特性)の内容照会,⑤ISO/CD 25619-1(圧縮クリープ試験(その二)圧縮クリープ特性)が議論された.修正に関する案件は,大きな変更なしで結論がだされ,他の案件も軽微な確認のみで議論が終えられた.「破裂強度試験」と「ガラスファイバーあるいは鋼製品の引張強度試験」の2つの新しい基準案について検討が始まり,前者については国際的な一斉試験による検討を始めることになった.2007 年度より,わが国からの提案されたISO/CDTS 19708(インターロッキングコンクリートブロック舗装の下に施工する際の損傷:ローラーコンパクター法)が正式に公開された.WG4 では,①ジオシンセティックス・クレイライナーおよびジオシンセティックス・クレイバリアーのガス透過性試験,②圧縮荷重条件で,ジオテキスタイルおよびその関連製品の垂直方向透水性能を測定する試験,③ベントナイトの吸水率を測定する試験,④乱流条件下のジオテキスタイルのフィルター試験が,新規作業項目として議論された.これらの案件が,WG3 と同じく一斉試験などを行いながら,継続的に審議されることになった.WG5 では,ISO/CD TS 13434(ジオテキスタイルおよびその関連製品の耐久性に関するガイドライン)が議論された.この案件は,耐用期間を考慮したジオシンセティクスの強度の評価法に関するものである.ジオシンセティックスの強度劣化について,限界値と要求値(available and required values)という区分けを行い,ジオシンセティックスを製造直後の保管から施工時の損傷,荷重による影響,物理的・化学的耐久性等の影響に関する基本的な考えが提示されている.また,ジオシンセティクスのリサイクルに関する記述がなされている.新しい内容を多く含むもので,わが国の設計の考えとは異なる部分が少なからずある.今後も慎重に審議に参加する必要性がある.3 2009 年度の国内専門委員会の活動計画2009 年度は,カナダで全体会議が開催される.これまで通り,全ての WG に委員を派遣する予定である.昨年,正式公開となった ISO/CDTS 19708 に続き,日本からの新しい規格提案を行う件について検討を行う予定である.わが国には,大きなマーケット,高い技術力をもつ技術者・研究者,そして材料メーカーが存在する.わが国は欧州を中心にした ISO メンバーでもなく,米国を中心にした ASTM メンバーでもない.中立的に,理論的・実務的意見を発言できるわが国の委員会には,今後ますます大きな期待が集まると思われる.広く土木一般の ISO 基準はもちろん, ASTMなどの地域規格の動向にも注意を払いながら,この分野の技術的発展に貢献する必要がある.8
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  • タイトル
  • ISO/TC190(地盤環境)の審議状況
  • 著者
  • 今村 聡
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 9〜10
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58517
  • 内容
  • 5A - 08第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月ISO/TC190(地盤環境)の審議状況ISO 規格土壌汚染サイトアセスメント大成建設㈱国際会員○今村聡1.はじめにISO/TC190(地盤環境)は 1986 年に設置され、土壌汚染および地盤環境分野の標準化、特に汚染土の分類,用語の定義,土の環境サンプリング,土壌の質の測定方法と測定結果の報告を取り扱っている。表-1に示すように 7 つの分科会が設けられ,SC6 以外の SC が活動中です.なお,SC6 は表‐1 ISO/TC190の体制1996 年に解散した.SC5 も現在、すべての審議を終了し、定期見直しのみの休眠中である。それぞれの SC のもとに、 TC/SC現在合計 15 の WG が活動している。2008 年 11 月 17 日から 21 日にかけて、オランダのデルフトで開催された第 23回 ISO/TC190(地盤環境)総会の審議状況を報告する.参加国はヨーロッパ諸国が多く,仏,英,独,デンマーク,オランダ,オーストリア,フィンランド,スウェーデン,ノルウェー,チェコであった.加えて,非 EU 圏から,日本,韓国,オーストラリア,ケニアが参加した.このところ韓国の参加者数が増加していたが,今年は 2Criteria, terminology and codification(評価基準、用語、コード化)フランスSC2Sampling(サンプリング)ドイツSC3Chemical methods(化学的方法)ドイツSC4Biological methods(生物学的方法)イギリスSC5Physical methods(物理学的方法)オランダSC6Radiological methods(1996年解散)ドイツSoil and site assessment(土ならびに現地の評価、1994年設置)ドイツ各 SC での審議内容(1) SC1幹事国オランダSC1名のみであった.今回日本からは 6 名の委員が参加した。 SC72.内容TC190 Soil quality(地盤環境)Evaluation of criteria, terminology and codification (基準の評価,用語,コード化)本 SC では、TC190(土壌環境)で用いられている用語の定義とデータのコード化が取り扱われている。SC1 には2つの WG があるが、WG1(用語)は 2005 年から休眠中であり、現在活動中の WG は WG3(データのコード化と管理)のみである。既に ISO11074(語彙)、ISO11259(簡易表示)、ISO15709 (土壌水と不飽和層の定義、記号および理論)、IS015903(土および現地情報の記録様式)の 4 つの規準が出版済みである。現在稼働中の ISO/FDIS 25177(フィールドにおける土の表記)について SC1/WG3 で審議が行われているが、既に最終段階である。この規格は、土の性状、フィールドでの土調査データの共有化を容易にするため、言葉の定義、コーディングを行っている。オランダから、実務では汚染問題を取り扱うことが多くなったため、一般の土壌に関する用語が多い FDIS 25177 に、土壌汚染関連の言葉の定義を加えたい旨提案があり、今後新規提案として取り扱われる予定である。用語については、英語からドイツ、オランダ、スウェーデン、フィンランド、ノルウェイ、デンマークおよびポーランドの各国言語へ自動的に翻訳されている。日本語および韓国語については、その都度翻訳している。日本からは産業技術総合研究所からの委員 1 名を含む 4 名の委員がこの作業に参画している。(2) SC2Sampling(サンプリング - 環境調査用のサンプリング)地盤の汚染調査に関するサンプリング計画、技術、安全管理に関する ISO を制定するための分科会である。SC2 の審議もほぼ終了しており、サンプリングに関する ISO/TC190 内での体系化はほぼ整ってきている。しかし、土壌、汚泥(スラッジ)、生態系廃棄物それぞれの分野で決められている規格類の統一化を図ろうとしている CEN 内でのプロジェクト(ホリゾンタル・プロジェクトと呼ばれている)との整合性を測るかどうかについての議論が活発である。CEN の状況として、2007 年 2 月からホリゾンタル・プロジェクトのドキュメントの修正作業に入っている。また、ISO10381 シリーズを 1 つの単一規格にまとめるべきか、現在の 10381 シリーズをその中の 8 つの異なるパートとして残すべきか、あるいは Umbrella standard(包括的規格)が 1 つの General standard(一般規格)、さらにDedicated standard(専用規格)のシリーズをカバーするよう作成されるべきかについての議論が進んでいる。Dedicated standards については、農業土壌サンプリング、森林土壌サンプリング、生物学的サンプリング、土壌汚染、土壌ガス、土壌ストックパイル、砂漠化、生物系廃棄物/汚泥それぞれについて作成するイメージである。(3) SC3Chemical Methods and Soil Characteristics (化学的手法と土の特性)各種汚染物質の分析方法や土の化学試験に関する審議を行う分科会である。活動は活発で、審議終了および審議中のISO は40以上にも上る。審議中の規格は以下のとおりである。ISO/FDIS 22036 “ICP-OES”の採択が決定、ISO/NWIP "Soil quality –Microwave assisted aqua regia extractionfor the determination of selected trace elements (希元素の定量のためのマイクロウェーブを利用した王酸分解法)"の新規案件採択も決定し、現在審議中である。昨年のシドニー会議 WG1 会議で,土の蛍光エックス線分析法の CENCurrent activity of ISO/TC190 (Soil quality)Satoshi Imamura9Taisei Corporation 通則である EN15309 をそのまま ISO 化することが提案されたが,非 EU 参加国の反対によって否決された。ISO/DIS23161「有機スズの測定―GC 法」についての審議が行なわれており、ドイツから精度管理の結果を規格に添付するとともに、回収率や定量方法及び参照物質の適切な使用に関する情報も規格に盛り込む予定である。ISO/CD22155「ヘッドスペース GC 法による芳香族化合物、有機塩素化合物及びエーテル系化合物の含有量測定」の規格案についても審議中。本規格の分析対象物質は、BTEX 等の有機塩素化合物や、ナフタレン等の PAH 化合物及び MTBE と TAME のようなエーテル系化合物が含まれている。ISO15009「熱脱着パージ&トラップ GC 法による芳香族化合物及び有機塩素化合物の含有量の測定」は、2002 年に制定された ISO 規格で、CD22155(ヘッドスペース GC 法)の修正に伴う修正が行なわれている。ISO/WD11709「コールタール由来のフェノール化合物の HPLC による測定法」について、比較実験が行われる予定である。ドイツがサンプル物質を提供し、均一性や安定性を確認した後に、関係者に配布される。欧州プロジェクト「ホリゾンタル」文書をベースにして、有機物関係の新作業提案(NWIP)を SC3 に提出することを提案した。有機物には、PAH、PCB、LAS、NP、フタル酸、ダイオキシン/フランが含まれている。SC3 では今後、XRF によるスクリーニング分析(我が国からの提案)、爆発物の分析、ダイオキシンの分析、多環芳香族化合物の分析、ノニルフェノールの分析、フタル酸エステルの分析、LC-FLD および LC-MSD による LAS 分析、酸性硫酸塩土壌のイオウ分析等の多くの新規案件を審議していく予定である。(4)SC4 Biological Methods(生物学的手法)土の中の微生物,植物,動物への毒性評価やそれを用いた環境評価に関する審議を行う分科会である。WG2 SoilFauna(土壌動物)、WG3 Soil flora(土壌植物)、WG 4Microbiology(土中微生物)の3つの WG と総会が開催された。審議されている規格は、ISO WD17512(トビムシ忌避試験)、ISO 23611-6(無脊椎動物のサンプリングデザイン)、ISO/CD 10872( Caenorhabditis elegans (Namatoda) 線虫の成長、生殖、再生に対する底泥、土壌の毒性影響確認試験)、ISO 23611-5 無脊椎動物のサンプリングと抽出、ISO 11269-1:1993(植物根の成長阻害の測定法)の改訂、ISO11269-2:2005(高等植物の成長に関する汚染土壌の影響)の改訂、ISO/TS22939(マイクロウェルプレートによる蛍光物質を用いた酵素活性測定)、ISO /CD10832(菌根に対する汚染物質の影響)、ISO/CD11063(土壌からの直接 DNA 抽出法)、ISO/CD15685(硝化ポテンシャルと硝化阻害の同定−アンモニア酸化による迅速試験)である。将来のテーマとして、ホウ酸のトビムシ忌避試験、エン麦阻害試験エントマイト トゲダニ(Hypoaspis aculeifer)再生試験、フォルソムトビムシ Folsomia fimetaria を含むトビムシの有性生殖の再生試験、大気汚染由来の土壌汚染に関するミミズを用いたモニタリング方法が考えられている。(5)SC7 Soil and Site Assessment(土とサイトのアセスメント)1994 年に設立された分科会で、地下水汚染を防止するための土の評価、環境毒性,人へのリスク等の審議がなされており、SC2、SC3、SC4、SC5 とも関連の深い分野で総合的な取り組みが必要である。デルフト会議では 4 つの WG が開催された。「鉱油による汚染土からの影響のアセスメント」については、我が国の油汚染ガイドラインとも関わる内容であり別途報告する。土壌中の金属物質の溶出挙動を予測するためのモデルのパラメータに欠かせない土壌中の活性酸化鉄,結晶酸化鉄,活性酸化アルミニウム,フミン酸の抽出方法,および水サンプルからのフミン酸の抽出方法,計5つの NWIP 投票が終了した。日本は,これらのファクターを導入するモデルが商業主義の感があるモデルのため,唯一反対したが,賛成多数で承認された。中性抽出剤を用いた Environmental Bioavailability 評価法、極性有機化合物のbioavailability 評 価 法 、 重 金 属 の Environmental Bioavailability 規 格 は 新 規 規 格 案 と し て 検 討 中 で あ る 。ISO/WD28091(感染症による動物の死体埋設のためのガイダンス)について,討議が行われた.3.おわりに最近の TC190 総会では、日本提案の WG 設立の正式承認、韓国観国から2つの WG 提案が一応認められ、欧州勢だけではなくアジア勢の台頭が強く出た総会であった。特に日本がコンビナーを務める SC3/WG10(スクリーニング法)では15を越える規格が提出される勢いである。今後も我が国がイニシアチブをとれるように、(社)地盤工学会の TC190 国内専門委員会は尽力していきたい。また、ISO 活動におけるミーティング、総会のほとんどは欧州で開催されており、その旅費負担は(社)土壌環境センター、経済産業省、国土交通省、(社)土木学会、(社)地盤工学会からの委託金によるものであることに感謝するとともに、忙しい中出席して頂いている部会員、専門委員にも多くのご苦労をかけていることに末筆ながら感謝するものである。<参考文献>今村聰(2005):“ISO/TC190 におけるわが国の現状”、土壌環境センター技術ニュース No.9.今村聰(2007):“ISO/TC190 における最近の審議内容”、土壌環境センター技術ニュース No.13今村聰(2008):“ISO/TC190 における最近の審議内容(2008)”、土壌環境センター技術ニュース No.15.10
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  • タイトル
  • 我が国発の地盤環境国際規格案の審議状況
  • 著者
  • 坂井宏行・和田信一郎
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 11〜12
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58518
  • 内容
  • 6A - 08第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月日本主導による地盤環境分野での規格化状況ISO 日本地盤環境スクリーニングJR総研国際会員九州大学大学院清水建設1○坂井宏行国際会員国際会員和田信一郎浅田素之背景ISO における地盤環境(ISO/TC 190)の分野での規格化の歴史は浅く、2008 年 11 月の同 TC の年次総会でようやく23 年目を迎えている。この間、欧州地域の地盤中で発生した種々の化学汚染に関する調査方法を中心に規格化がおこなわれてきた。1970 年代では、まだ地盤環境への関心そのものが低く、土木業界をはじめ、各種産業では不要物の地盤投棄がふつうにおこなわれているときでもあった。当初は、分析方法の統一が図られてない、まったくの未整備の地盤環境の分野であったため、それなりの意義をもって規格化作業がおこなわれてきた。しかし、大気や水質と異なり、地盤中での公害意識が高かったわけではなく、また、地盤環境での公害問題がそれほど顕在化していたわけではなかったので、生じてきた問題に対してその都度各種規格が単発的に発行されていったにすぎなかった。これに加え、規格された化学分析の方法は、とくにこの 20 年間のものは、機器分析の使用するものとなっている。試料のマトリックスは土壌であっても、これを直接、化学分析に持ち込むことができるのは、ケイ光 X 線分析法など特殊な方法を除き、あまりない。大半の試料は、採取後、これを溶液試料にするための前処理をし、結果的には、水質の試料と同じ化学分析の操作が適用される。このため、機器分析法の規格化は、いきおい水質分野の規格化を主管する ISO/TC 147(水質)にシフトし、ここでは、自社、自国の分析機器の売り込みのため、自社製品の ISO 化が活発におこなわれ、ISO を利用した製品の有利な販売が展開されている。このような風潮を懸念する向きがあるが、これは ISO そもそもの精神が理解されていない。ISO とは、複数国家間での商業貿易を円滑にするという目的のもと、自国規格を相手国にも適用させ、自国製品の一方的輸出を促進させるものである。したがって、自社、自国が得意とする独自性の高い技術を ISO 化することが、この原理の効果をもっとも引き出すことになる。ところが、このように商業性がつよいと、とくに、学会のような社会では、とかくまゆをひそめる研究者がでてくるのは、どうしたことだろう。日本の独自技術を育て、海外に普及させることに、なにか不都合があるのだろうか。2ISO/TC 190 の規格化実態地盤工学会が本格的に地盤環境分野の規格化に乗り出したのは、2000 年 10 月の第 15 回 ISO/TC 190 年次総会からであり、日本が参入するまでの 15 年間で、土壌対象のおもな化学分析法は、あらかた規格化されていた。この時期には、すでに新規規格案がないとして、休会したりする SC や WG が相次ぎ、各国の威信をかけて、なんとか自国主導の WGを存続させようとやっきとなっていた。その後、仕事づくりのための規格化のような状態が恒常化した。典型的なのは、ドイツが 2001 年 10 月に提唱した HORIZONTAL project であり、現行の単発的な各種規格類を分野ごとに一群にとりまとめて 1 本化し、種々雑多な規格の体系化を図るものであった。規格に限らず、化学分析方法は、高感度、高精度、高選択性を目指して開発されたものであり、試薬濃度や操作温度など、分析化学条件が最適化されている。したがって、分析目的物質が同じであっても、それが含まれているマトリックスのちがいによって、前処理方法や検出方法が異なってくる。このように、個々の目的に応じて最適化ずみの類似規格を単一の分析条件下にひとまとめにすることは、演えき的な自然科学の作業に逆行するものであり、この案が示唆された当初には、ドイツを除く欧州各国がこぞって反対したものである。ところが、欧州連合やドイツを中心とする規格大国から相当な予算が拠出されることがわかり、よく年には、あれだけ反対してきた各 WG の convenor たちがいっせいに本件に着手したのは、非常に現金であった。しかし、なかには、自然科学の原理に反するとして、なお反対し、結局は convenor 職を更迭された気骨のある者もいた。最終的には、やはり、規格の統合が困難となった WG が続出し、総予算 6,600,000 ユーロ(日本円で 8 億円)をとうのむかしに使い果たしてしまった後なので、後戻りすることもゆるされず、立ち往生している WG がある。欧州規格(CEN)との共同作業ではあったが、双方ともに規格化工程に甚大な影響を与え、いまなおしこりを残している。なお、このような事情を引起した素地としては、欧州各国(旧東欧圏を除く)の ISO 委員の給与・研究費のしくみがある。彼らは基本的に、なんらかの予算を所属元以外の部外から調達し、一定の事務費を所属箇所にも納めることで身分を保証され、またその残額を研究費に充当しているのである。したがって、自分が取り仕切っている WG の規格化案件がなくなるということは、当該 WG のために関連企業や国が支弁してくれていた予算が引き上げられるということに直結し、研究の継続が不可能となるだけでなく、彼らの生活そのものに直接関係してくる切実なことがらなのである。What is going on in standardization work directed by Japan inHiro Sakai, Rail. Tech. Res. Inst., Japan Railwaysthe geoenvironmental field?Shin-Ichiro Wada, Kyushu UniversityMotoyuki Asada, Shimizu Corporation11 このように、タコの足くい状態にあった ISO/TC 190 では、規格化作業が全体に行き詰っていたといっていい。これまでの規格化は、学術的には正しくても、実用的には容易でないものも多く、ましてや商業的にうまみを感じさせるものではなかった。このことが、当該 TC における規格化作業を元気のないものにさせていた。ところで、前述のように、分析化学は、高感度・高精度、低濃度、高選択性分析をふるくから追及してきたものである。1980 年ころから、各種部材の高機能化や、PC の普及などにより、分析操作の簡易化がもうひとつのターゲットとなってきた。しかしいずれも、その目的は、対象物質の濃度をなるべく真の値に近づくように測定することであった。この点では、実験室的な正確な方法(精密分析法)と、この操作を簡素にした簡易分析法とは、操作の容易さや迅速性はことなるものの、あくまでも物質の濃度を正確に測ることを目的としている。ところが、従前とは異なる目的を有する化学分析方法が登場した。これがスクリーニング法である。スクリーニングとは、多数試料を目前にしたり、試料の実験室への持込みが容易でない場合、試料がおかれているその場で特定物質がある濃度を超えているのかどうかを判断するものである。いいかえれば、興味ある試料が汚染されているのかそうでないのかを判別し、汚染されているものについては、必要であれば実験室で精密分析をおこなうか、その場で簡易分析を実施して濃度値をえるよう、分析者に案内をするものである。スクリーニング法によってえられる答えは、汚染・非汚染の区別だけであるが、往々にして、この過程で精度は低いもののなんらかの濃度に関する情報が入手できるものがある。したがって、濃度を正確に求めるための簡易分析法と、試料の汚染・非汚染の区別だけをおこなうスクリーニング法とは、しばしば混同されている。専門家であっても、この混乱はしばしば起こり、議論を複雑にしている。3規格化の動機ISO/TC 190 では、各論的な精密分析法はすでに規格化されてしまっていたが、この方法は、現地から試料を採取し、実験室にそれを持戻って化学分析をおこなうものである。ここで適用される分析機器は、溶液試料に適用されるものであり、したがって、定量の操作については ISO/TC 147 で規格されたものをそのまま転用しているものが多い。このため、分析機器メーカーも、ISO/TC 190 の規格化にはまったく関心を示さなかった。いっぽうで、環境問題の社会的関心の高まりとともに、土壌汚染でも世間がやかましくいうようになった。世界各国では、土壌汚染の調査方法を法制化し、土壌試料の化学分析のビジネスがいっきょに展開された。この結果、土地の調査費用が高騰し、英国などでは土地の商取引が沈滞して国の経済に直接影響を与えるようになってきた。この問題を解決するためには、化学分析の費用を抑制するしかない。ところが、操作を簡易にしただけの簡易分析法では、化学分析の費用をいちじるしく圧縮することは困難である。そのためには、費用のかかる精密分析法へ回す試料数を低減させることがどうしても必要であった。スクリーング法は、現地で試料の汚染・非汚染のしゅん別をおこない、精密分析を適用する試料数を抑制するものである。またいっぽうで、精密分析法や簡易分析法などの実験室的な方法は、ISO/TC 147 で規格化されているが、スクリーニング法に適用する分析機器についてはまだ未着手であった。さらに、ISO/TC 190 でも、この分野の規格はまったく整備がなされていない手つかずの部分であった。ここに日本は、規格化の意義を見出すとともに、商業主義も ISO/TC 190 でははじめて標榜することを掲げたのである。2006 年初からスクリーニングに関する専門の WG の設立交渉を開始し、同年 10 月には、それまでの 10 年間以上、WG の新設を認めてこなかった同 TC で、ISO/TC 190/SC 3/WG 10(予備試験法)の設置をゆるされた。これまで、実用的でない規格化にあけくれ、疲へい感が強かった ISO/TC 190 内の空気が一変した。商業主義は、やはりわかりやすく、各国ともスクリーニング法の意義と効果とにようやく気がついたようである。同 WG は、参加国 12 箇国、登録委員 31 名の ISO/TC 190 内の最大 WG として発足した。2008 年 11 月までに会議を 5 回開催したが、開催地が欧州や豪州など、遠路にもかかわらず、毎回 15 名∼30 名の出席者があり、あるときの会議では会場に入りきれない出席者まで出る盛況振りであった。現在、16 箇国 19 名の専門委員の登録のほかに、5 箇国 14 名の委員を抱える大所帯となっている。4日本の意図は?ISO における規格化は、今後は umbrella 方式といって、特定分野の各種規格の一群の概念をまず定めてこれを親規格とし、これに順次ぶら下げるかたちで各論的規格(子規格)が制定されていく。日本からは、地盤環境向けのスクリーニング法一般に関するガイドライン(親規格)と、具体的方法のひとつとして、地盤中の重金属検知のためのケイ光 X線検出法(子規格)の 2 件を提案した。前者については、すでに WD を経て、2009 年 4 月現在で CD 投票の状態にある。この結果は、同年 5 月に公表されることになっている。この子規格となる後者については、欧州側の強いけん制を受けながらも、WD として首尾よく承認を受けた(同年 3 月)。これら 2 件については、今後とも予断をゆるせないが、好結果となるよう尽力していく所存である。このほか、続行する複数の日本提案の用意がある。なお、商業主義を標榜する SC 3/WG 10 については、アジアおよび欧州各国の対応が活発となり、きんきん数箇国からスクリーング向けの化学分析法が同 WG に提案される見込みである。日欧の対立もあるが、欧州内の国どうしでの競争も激化しており、特定の国については、摩擦を引起している。しかし、このような状態となったことは、もともと経済戦争を想定した ISO の本来精神に立ち返ったものであり、ISO/TC 190 での規格化がようやく健全化したと考えている。日本提案による WG 新設と、日本主導によるスクリーニング分野の規格整備が、このことに寄与したことは、うれしいことであり、日本案が ISO となってわが国に利益をもたらせば、これは至上のよろこびである。12
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  • タイトル
  • 鉱油汚染土のリスク評価に関する規格化の動き
  • 著者
  • 中島 誠
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 13〜14
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58519
  • 内容
  • 7A - 08第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月鉱油汚染土のリスク評価に関する規格化の動きISO 規格,鉱油汚染土,地盤環境,リスク評価国際環境ソリューションズ株式会社正会員中島誠1.はじめにISO/TC190(Soil Quality,地盤環境)において,SC3/WG6(化学的手法-炭化水素類)と SC7/WG4(土とサイトのアセスメント-人の曝露)の共同提案による「鉱油汚染土からの影響のアセスメント」規格化のための検討が,2010 年のISO/TC190 総会までに完了することを目指して開始された。この新規検討項目(NWI)では,鉱油で汚染された土に起因する人の健康および環境への影響を評価するに当たり,混合物である鉱油を構成する非常に多く成分のグルーピングの方法および適切な分析方法が論点になっている。我が国としては,この NWI の論点が 2006 年 3 月に環境省から公表された「油汚染対策ガイドライン」1)等,現在および今後の我が国の鉱油による地盤汚染対策と関連してくる可能性の高い内容であると考えられることから,TC190 国内専門委員会より委員 2 名を本テーマのエキスパートとして登録し,積極的に検討に参画している。本報では,鉱油汚染土のリスク評価に関する規格化のこれまでの動きを紹介し,現在審議中の分科会草案「ISO CD11504 地盤環境-鉱油汚染土からの影響のアセスメント」の要点を紹介する。2.これまでの経緯本テーマに関して,2005 年の TC190 総会(東京)において,SC3/WG6 でオランダから鉱油の毒性評価方法の新規規格案が提案され,SC7/WG4 でデンマークから鉱油に関する人の健康リスク評価についての検討が提案された。この段階では両方の WG で別々に検討が行われていたが,2006 年の TC190 総会(ロンドン)において共同で鉱油汚染土による人の健康への影響の評価を NWI として提案することが決定し,2007 年 11 月に NWI として承認された。TC190 国内専門委員会としては,この NWI について規格化される内容が我が国の「油汚染対策ガイドライン」で使用されている全石油系炭化水素(TPH:Total Petroleum hydrocarbon)および TPH 試験方法に関係する内容となる可能性があること,および鉱油汚染土による人の健康リスクへの対応が我が国でも必要になったときに直接関係してくる可能性が考えられることから,本 NWI が規格化される見込みが高いのであれば,規格化の検討に積極的に参画し,我が国としての意見を出していくべきであるという方針を決定し,本規格の検討にエキスパートとして 2 名の委員を登録した。NWI 承認の直後に行われた 2007 年 11 月の TC190 総会(シドニー)での SC3/WG6-SC7/WG4 合同会議を経て, 2008年 9 月の SC7/WG4 会議(コペンハーゲン)では TPH の炭素レンジによる画分の方法,リスク評価で取り上げる曝露経路,規格草案の目次構成および内容等について討議され,日本からも油汚染対策ガイドラインに示されている GC-FIDを用いた TPH 試験の方法および油種同定のための TPH 画分方法を紹介し,我が国の TPH の範囲や画分方法も各国のTPH 画分方法をまとめた表の中に追加してもらうことについて了解を得た。2008 年 11 月の TC190 総会(デルフト)では,SC7/WG4 会議および SC3/WG6-SC7/WG4 合同会議においてそれぞれ本テーマの規格化について審議された。SC7/WG4 では,コペンハーゲンでの WG 会議で議論された原則に基づく規格WG 草案(ISO/WD 11504)が示され,論点となる TPH の画分方法を TPHCWG(Total Petroleum Criteria Working Group)により開発され 2),API(American Petroleum Institute1)によって修正された方法 3)に基づいて設定することが決定された。しかし,翌日行われた SC3/WG6-SC7/WG4 合同会議では,もっと各国の TPH 画分方法をよく精査し議論した上でTPH 画分方法を決定するべきであろうとする慎重論および現状において確立していない TPH 画分の分析方法を確立しなければリスク評価は成立しないとする否定論が SC3/WG6 より出され,議論が噛み合わず,本テーマに対する両 WGの視点の違いが明らかとなった。そのため,SC7/WG4 側で分科会草案(CD)の最終版を作成し,SC3/WG6 側でその内容について議論するという進め方が提案された。その後,2009 年 1 月に“ISO/CD 11504 Soil quality – Assessment of impact from soil contaminated with mineral oil”(鉱油汚染土からの影響のアセスメント)が SC7/WG4 より出され,2009 年 4 月まで意見が募集されている。この CD では,AppendixA (informative)に各国で提案されている TPH 画分方法の一覧表が示されており,我が国の油汚染対策ガイドラインに示されている画分方法もその中に含まれている。今後,2009 年 12 月に DIS(ISO 規格草案)を発行することを目標に,検討が続けられる予定である。3.分科会草案の要点ISO/CD 11504 は,環境汚染物質として一般的な石油系炭化水素(PHCs:Petroleum hydrocarbons)を対象としている。Current movement of standardization for risk assessment of impact from soil contaminated with mineral oilMakoto NAKASHIMA (Kokusai Environmental Solutions)13 PHCs は,図 1 に示すように,大きくは芳香族(環状炭化水素)と脂肪族(鎖状炭化水素)に分類され,それぞれさらに 3~4 つのグループに分類される。PHCs の移動,減衰および毒性に関しては,多くの既往研究の成果から,個々の化合物および脂肪族と芳香族の画分の間でそれらの特性に大きな違いがあることが知られており,炭素の含有量の違いによっても大きな違いがあることが知られている 2)。本 ISO 規格は,画分的分析方法の開発のための基図 1 炭化水素の構造的関係 2)礎として,結果として曝露評価に用いることのできるような適正な個々の化合物の画分を選択するためのガイダンスを与えるものであるとされている。ISO/CD 11504 では,PHC は原油から発生する水素と炭素を含む化合物であり,TPH は環境マトリックス表1ISO/CD 11504 で推奨されているEC 数に基づく TPH 画分方法中の石油ベースの炭化水素の測定可能な量(サンプリングと化学分析で得ら脂肪族画分芳香族画分れる実際の結果)であり,方法により定義される項目であると述べている。>5~6>6~8>8~10>10~12>12~16>16~35>35~44>5~7>7~8>8~10>10~12>12~16>16~21>21~35>35~44また,分析方法に大きく左右されるため,分析機関によって TPH という項目が異なって解釈されるという矛盾が生じていることも述べており,本規格によってリスク評価のための TPH 画分を定義することで PHC に関するリスク評価が改善されるであろうと述べている。本規格で重要となる TPH の画分方法については,欧米では Equivalentcarbon number(EC,等価炭素数)の範囲による分類および脂肪族と芳香族による分類によって各国の方法がそれぞれ設定されており,本 CD では日本の>44~70油汚染対策ガイドラインに示されている方法を含む 13 種類の画分方法が Annex A (informative)に一覧表で紹介されている。CD 本文では,人の健康および環境に対するリスク評価で使用するための PHC 画分として表 1 の方法が推奨されており,別途評価対象に含むべき個々の化合物としてベンゼン,ベンゾ(a)ピレン等の毒性に閾値のない化合物(発がん物質)およびトルエン,エチルベンゼン,キシレン等の毒性に閾値のある物質(非発がん物質)が例示されている。この個々の化合物についてはまだ十分な議論はなく,今後の審議の中で変更されていく可能性が高いと考えられる。4.我が国の鉱油汚染土対策との関係油汚染対策ガイドラインでは,油臭・油膜による生活環境保全上の支障(生活環境リスク)を対象に,嗅覚や視覚といった人の感覚を補完し,関係者が共通の理解を得るための手段として TPH 濃度が相対的指標として用いられている。そのため,TPH 濃度の測定方法が特に指定されておらず,選択肢の一つである GC-FID を用いた TPH の測定方法において C6~C44 という範囲が設定され,油種同定のための画分として C6~C12(ガソリンの炭素範囲),C12~C28(軽油の炭素範囲),C28~C44(残油の炭素範囲)という 3 つの炭素範囲に分画する方法が参考として示されている 1)。EC に基づく TPH 画分を考え,GC-FID による測定を考えているという点で今回 ISO 規格化する内容と重なる点も多い。一方,健康リスクについては,PHCs の中で土壌汚染対策法の特定有害物質はベンゼンのみであり,鉱油汚染土による健康リスクへの我が国の対応が不十分であると指摘する声も多い。したがって,将来的には GC-FID を用いて各 TPH画分の濃度を絶対量として測定し,鉱油汚染土による人の健康リスクを評価するという考え方が何らかのかたちで取り入れられる可能性も考えられ,ISO 11504 が成立した場合には我が国の鉱油汚染土対策にも影響が及ぶ可能性があると予想される。5.おわりに油汚染土対策やリスク評価について,我が国は欧米諸国に比べて後進国である。それらの先進国であるヨーロッパの国々の中で,我が国の事情や主張をどう規格に反映していくか,戦略的な対応が重要である。参考文献1)土壌環境センター編:「環境省の油汚染対策ガイドライン」,化学工業日報社,205p.,2006.2)Gustafson,J.B., Tell,J.G. and Orem,D.: “Selection of Representive TPH Fractions Based on Fate and Transport Considerations”,Total Petroleum Hydrocarbon Criteria Working Group Series Volume 3, 102p., 1997.3)API :“Risk-based Methodologies for Evaluating Petroleum Hydrocarbon Impacts at Oil and Natural Gas E&P Sites”, APIPublication 4709, API Publishing Services, 2001.14
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  • タイトル
  • アポロ16号で採取された月面砂(No.60501)の3次元粒子形状評価
  • 著者
  • 片桐 淳・松島亘志・山田恭央
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 15〜16
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58520
  • 内容
  • 8B - 08第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月アポロ 16 号で採取された月面砂(No. 60501)の 3 次元粒子形状評価月の砂1.リターンサンプル粒子形状筑波大学大学院学生会員○片桐淳筑波大学大学院国際会員松島亘志筑波大学大学院国際会員山田恭央はじめに2004 年に発表された米国の新宇宙戦略では,近未来において有人月面基地を建設することを目標としている。基地建設にあたり,月面地盤の力学特性を理解することは最優先事項と考えられるが,これまでの月面探査では主に惑星科学に則った調査がほとんどであり,工学的情報は少ないのが現状である。そこで,本研究では粒子形状が地盤の力学特性に影響を及ぼすことに着目し,SPring-8 のマイクロ X 線 CT によりアポロ 16 号で地球に持ち帰られた月面砂(リターンサンプル)の CT 撮影を行った。得られた CT 画像に対して,画像処理を施し,個々の粒子形状を抽出するとともに,その形状特性について検討した。2.リターンサンプルアポロ計画では採取しやすい,地球に持ち帰りやすいということから月面砂に関する研究も数多く行われ,文献[1]等にまとめられている。アポロ計画で実際に月に降立った乗組員は,表層は粒状体で覆われており,砂というよりも粉に近い,と述べている。表層付近の砂には粉体サイズのものから岩石サイズまで存在しており,ごく表層以外は密詰め状態にあることも報告されている。さらに月面砂固有の特徴として,「アグルーチネイト」と呼ばれる極めていびつな形状をした粒子の存在が挙げられる。アグルーチネイトは月形成の初期段階における高温状態,隕石衝突により熱溶解した小粒子が付着しあい,風化されることなく冷え固まって生成すると考えられているが,その粒子物性や力学特性には未解明な点が多く残されている。以上が一般的な月面砂の特徴であるが,今回用いたリターンサンプルは 1972 年のアポロ 16 号により採取され NASA(アメリカ航空宇宙局)に持ち帰られた砂で,現在 JAXA(宇宙航空研究開発機構)が管理しているもののうち,サンプルナンバー60501 のリターンサンプルを借用した。月面は,クレーター,海,高地に大まかに分類できるが,それぞれに分布する砂は別々のプロセスにより生成されると考えられている。そのため,それぞれに固有の特徴があると考えられるが,今回はアポロ 16 号の着陸地点である「デカルト高地」で採取されたリターンサンプルを用いている。3.X 線 CT 試験および試験および画像処理および画像処理3-1 SPring-8 におけるマイクロにおけるマイクロ X 線 CT 試験砂粒子の 3 次元形状を取得するには X 線 CT は強力なツールといえるが,通常用いられる工業用や医療用の CT では解像度が不足してしまうため,今回は SPring-8 のマイクロ X 線 CT を利用した。このマイクロ X 線 CT は最大で 1 ピクセルあたり 0.5 ミクロンの高解像度を可能としている。借用したアポロ 16 号のリターンサンプルを内径 0.5mm のアクリル円筒容器に入れ,容器ごと撮影した。なお,CT 試験装置の都合上,リターンサンプルを 3 つの容器に分けて撮影している。得られた画像を再構成し,モノクロ 8 ビット画像にしている。図 1 は円筒方向のある断面でのリターンサンプルの形状を示しているが,極めていびつな形状が確認できる。図 1 の左上はアグルーチネイト粒子で,右の粒子はマイクロ角礫岩,左下は斜長石となっている。アグルーチネイトは他の 2 つの粒子と比較していびつな形状を有しており,大きな内部空隙があることも確認できた。3-2 画像処理による画像処理による粒子による粒子の粒子の抽出CT 画像は図 1 のような画像が連なって 3 次元的に表現されている。これらから個々の粒子を特定するために画像処理を行う。まず,粒子と間隙の部分を明確にするため 2 値化処理を行う。2 値化は 8 ビット(0 から 255 階調の輝度)の中から任意の閾値を設け,閾値以下は黒(輝度値 0)に,閾値以上は白(輝度値 255)に変換する処理である。また,実際の処理にあたっては 2 値化前の画像と比較しながら閾値を決めている。2 値化後には粒子部分が明確になるが,それぞれの粒子は必ずどこかで接触している。粒子を特定するためには接触点を引き離す必要があるが,今回は 2値化した画像と元の画像とを比較しながら手動で粒子の接触点付近の数ピクセルを白から黒に変換しなおす処理を行った。これにより粒子表面の一部が変3-D grain shape analysis of the Lunar returned samples (No. 60501).Katagiri,J. Matsushima,T. Yamada,Y. (University of Tsukuba)15図 1 リターンサンプルの断面画像の例 化してしまうものの,粒子は膨大な数のピクセル数を有す表 1 リターンサンプル,FJS-1,豊浦砂の長中短軸の比るため,相対的にこの変化による誤差は小さいものと考えc/aている。この処理を行い,2 本の容器から計 41 個の粒子をリターン抽出した。FJS-1粒子形状0.539±0.007 0.746±0.004 0.724±0.0080.5280.7370.720豊浦砂図 2 には 3 章より得られた 3 次元の粒子の状態を示してc/b0.617±0.002 0.805±0.007 0.769±0.008サンプル4.b/aいる。図 2 は現時点で粒子抽出の完了している 2 つの容器についてのみ記載した。3 章での画像処理により抽出した粒子の特性を調べるため,それぞれの粒子についての長軸 a,中軸 b,短軸 c を求めた。得られた長中短軸の比を用いて Zingg Diagram[1]を作成し,その粒子形状の特徴について考察する。Zingg Diagram は粒子の中短軸比(c/b)と長中軸比(b/a)の 2/3 の値を境に粒子形状を球状,円盤状,棒状,小判状と分類するものである。図 3 にはリターンサンプルの Zingg Diagramを示しており,図 4 には月面表層を模擬した砂である FJS-1 での結果を示している。また,表 1 にはリターンサンプル,FJS-1,豊浦砂[2]の,長短軸比(c/a),b/a,c/b の平均値とその標準偏差を示した。なお,豊浦砂は文献[2]からの平均値のみを示している。これらから FJS-1と豊浦砂はどの値もほぼ同程度となっているものの,リターンサンプルは特に長短軸比に明確な違いが見られる。長短軸比は粒子の細長さを表しており,この結果ではリターンサンプルは他の 2 つに比較してより球形となっている。図 2 容器ごとの 3 次元粒子の配置状態1.05.おわりに0.9マイクロ X 線 CT によるアポロ 16 号のリターンサンプルの CT 試験0.8を行い,CT 画像に画像処理を施すことで 3 次元粒子形状を抽出した。0.7得られたリターンサンプル,FJS-1,豊浦砂の粒子形状を Zingg Diagram0.6b/aにより検討した。その結果,リターンサンプルは他の 2 つと比較してより球形に近いことが確認できた。球状円盤状0.5今後の課題として,楕円体近似だけでは見えてこない形状指標を求0.4め,リターンサンプルの形状特性を調査することが極めて重要と考え0.3ている。今回得た CT の解像度であれば様々な指標を取得し,詳細に0.2比較することが可能である。また,本研究室では粒子形状をモデル化0.1し,モデル粒子を用いた個別要素法シミュレーション(イメージベー0.00.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0ス DEM)を開発している[3],[4]ため,これを用いて月面地盤の力学特棒状小判状c/b性を予測する方法についても検討したいと考えている。図 3 リターンサンプルの Zingg Diagram参考文献1.00.9[1] Zingg, Th. ; Beiträge zur Schotteranalysis, Min. Petrog. Mitt. Schweiz.,0.815, 39-140, 1935.0.7CT による粒状体の3次元微視構造の可視化, 応用力学論文集 Vol.11,0.6土木学会, 507-515, 2008.0.5Ohtake,M. ,b/a[2] 松島亘志, 上杉健太朗, 中野司, 土`山明: SPring-8 マイクロ X 線[3] Matsushima,T. , Katagiri,J. , Saiki,K. , Tsuchiyama,A. ,球状円盤状0.4Nakano,T. , Uesugi,K. , 3D Particle Characteristics of Lunar soil (No.60501)0.3obtained by Micro X-ray CT, Earth&Space 2008 , CD-ROM.0.2[4] Matsushima, T., Katagiri, J., Uesugi, K., Tsuchiyama, A., Nakano, T.:0.13-DShape Characterization and Image-based DEM simulation of Lunar soil0.00.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0simulant, FJS-1, Journal of Aerospace Engineering, ASCE, 21,1, pp.15-23,2009.1.小判状図416棒状c/bFJS-1 の Zingg Diagram
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  • タイトル
  • 内部構造の安定性に着目した粒状体のファイバーによる補強メカニズム
  • 著者
  • 山口智世・松本 崇・前河亮太・前田健一・Ibraim Erdin
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 17〜18
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58521
  • 内容
  • 9第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月E - 02内部構造の安定性に着目した粒状体のファイバーによる補強メカニズムFibreDEM名古屋工業大学学生会員学生会員国際会員学生会員○山口 智世松本崇前田 健一前河 亮太E. Ibraimブリストル大学1. はじめに近年、化学繊維技術の発展により、毛髪のように曲げ剛性を持たないファイバー(短繊維財)で地盤を補強する工法が多く用いられている。この工法はフレキシブルなファイバーを用いるため、補強の適用範囲が広く表面に植生工を導入することができ、今後の研究・開発が期待されている。現在、その補強メカニズム解明が急務とされている。一方、補強効果はある程度変形することで発揮されるねばり効果が主であり、補強土の内部構造を観察し土粒子とファイバーの相互作用を理解することが有用である。本論文では、2 次元個別要素法(DEM)解析を実施し、や内部構造の変化を観察した結果を報告する。2. 解析手法DEM を用いてファイバー混合土の二軸圧縮試験を行った。ファイバーはヒンジとして働くボンドを用いて小さい円形粒子をつなぐことで表現し(図-1)、破断しないものとした。解析に用いたパラメータは表-1 の通りである。3. 解析結果および考察図-3 は側圧一定下における二軸圧縮試験によるマクロな変形・破壊挙動を示している。ファイバーを混合することによって中ひずみあたりから補強効果が発現し、混合率の上昇に伴ってピーク強度も増加している。最大圧縮後の体積ひずみはファイバーの混合によって膨張傾向が強くなっている。この結果を主応力比とダイレイタンシー比(主ひずみ増分比)の流れ則の関係で再整理する(図-4)。図中には粒子間摩擦角φ無補強の場合は、μ=25°に相当する Rowe の流れ則も示した。Rowe の式に概ね収斂しているが、ファイバーを混合した場合、Rowe の式から外れており傾度は大きく、同じ応力比で比較すると、混合率の上昇に伴って発生するダイレイタンシー比は低くなっている。Contact bond0.5図-1 DEM によるファイバーのモデル化表-1 解析に用いたパラメータParameterunitvalue(Mg/m3)9.1ρfd(mm)1 (d / Dmax = 0.1)(mm)150λ=l/d(Mg/m3)2.65ρsShape of grain-circleDmax(mm)10Dmin(mm)5D50(mm)7.1Cu-1.3Cg-1.1* d = diameter, l = length, λ = aspect ratio (λ=l/d).* Dmax = maximum grain size, Dmin = minimum grain size, D50 = mean grainfibre content(%)0.0(non fibre) -100.10.30.61.0-8Random-short0.4Stress Ratio, τm /σmd作成した供試体の様子を図-2 に示した。ファイバー部分が、通常の粒子集合体部分である母材部分(マトリックス)にランダムに分布した混合体となっており、後者部分の間隙比を0.24 に調整した。最大主応力方向を y 方向とし、直ひずみ εxxと εyy 、体積ひずみεv、平均主応力σm と最大せん断応力τm を用いて整理した。0.3-60.2-40.1-20-0.100σm=0.10(MPa)0.511.5Normal Strain, εyy (%)22.53Volumetric Strain, εv (%)補強2図-3 ファイバー補強土のせん断挙動Principal stress ratio, σ1/σ24.0size, Cu = coefficient of uniformity (D60/ D10), Cg = coefficient of gradation(D30/D60*D10), ρs = density.Rowe's form: R=KD ( K=tan 2(π/4+φµ /2) )3.0 φµ =25deg.fibre content (%)0 (no fibre)0.20.61.22.01.000.51.01.5Dilatancy ratio, D=1-dεv/dε12.0図-4 ファイバー混合土の流れ則specimenDetail図-2 DEM によるファイバー補強土のモデルさらに、ファイバーの配置・長さが強度に与える影響の検討を行った(図-5)。ファイバーを水平またはランダムに配置し、ファイバーの長短によってせん断挙動へ与える影響を検討した。ファイバーの配置による強度の影響は見られず、強度増加量は同程度であった。長さによる強度への影響は、水平配置の場合、長さによらずほぼ同程度の強度を発現していた。ランダム配置した場合では、短いファイバーを混合させた供試体においてピーク強度・残留強度ともに最大の強度を発現していた。Reinforcement mechanism of granular materials with fibrefocused on stability of microstructureTomoyo YAMAGUCHI, Takashi MATSUMOTO,17Kenichi MAEDA and Ryota MAEGAWA(Nagoya Institute of Technology) -100.3-60.2-40.1-200-0.100.511.522.5320.5Stress Ratio, τm /σm-8randomshortlongnon fibrefibre content 0.6%0.4-10-80.3-60.2-40.1-20-0.1000.5Normal Strain, εyy (%)11.52Normal Strain, εyy (%)2.53Volumetric Strain, εv (%)horizontalshortlongnon fibrefibre content 0.6%0.4Volumetric Strain, εv (%)Stress Ratio, τm /σm0.52mean normal stress deviator stress(a) ファイバー混合率=0%の場合(a)水平配置(b)ランダム配置図-5 ファイバーの長さによるせん断挙動の変化lower stretched fibreAveraged tensile stress (MPa)次に、ファイバー内の平均張力とマクロな変形との関係を図-6 に示す。せん断初期段階では、平均張力は変化していないが、0.2%を超えたあたりから増加し始めている。この傾向はマクロ挙動である母材の体積膨張の開始地点と一致している。張力はピーク強度を超えても増加し続け、ファイバーの最大張力はファイバー混合率とともに高くなっている。unit: Pa0.50.40.3highly stretched fibremean normal stress deviator stress(b) ファイバー混合率=0.6%の場合図-7 ミクロ領域における応力の分布fibre content(%)0.20.61.20.20.100.010.11Normal Strain, εyy(%)10図-6 せん断時のファイバー内の平均張力の挙動Intensity of fabric Intensity of fabricNc F2 toward σ2 Nc F1 toward σ1変形過程における母材の内部構造の変化を評価するために、結果を整理した(図構造の指標である Nc F1 と Nc F2 を導入し、-6)。最大・最小主応力方向の構造の強さを示し、この値が大きいほどその方向のミクロ構造は強く、高いマクロの耐力を有することになる。無補強の場合、構造の強さ Nc F1 はほとんど変化しないが、Nc F2 はマクロな変形に伴って急激に減少している。最小主応力方向においては変形とともに平均配位数が減少し構造の強さが失われていると言える。ファイバー補強された場合においては、最大主応力方向の Nc F1 は中ひずみあたりからわずかに増加し、最小主応力方向の Nc F2は混合率の上昇とともに減少の程度が弱まっている。これより、ファイバーが最小主応力方向の構造の劣化を抑制し、混合率が構造指標に大きな影響を与えていると言える。3.53.02.52.01.503.02.52.01.51.00fibre content (%)0 (no fibre)0.20.61.2246810fibre content (%)0 (no fibre)0.20.61.2246810Normal Strain, εyy(%)図-6 マトリックスの粒子構造強さのせん断による変化マトリックスのミクロ領域における平均主応力と偏差応力の分布を可視化したところ、ファイバー混合率が 0.6%の場合、無補強の場合と比較して応力鎖が縦方向により密に発生して(a)ファイバーなし(b)ファイバーあり図-8 供試体内部の速度分布:軸ひずみ 0.7%程度いることが確認できた(図-7)。応力鎖がより密に発生することで、粒子の柱の長さが短くなり、かつ、側方から支えられることで構造が壊れにくくなっていると考えることができる。また、せん断時における供試体内部の速度分布から、ファイバーなし(a)とファイバーあり(b)のファイバーがあることにより供試体内部での変位が不均一になっていることが確認できる(図-8)。供試体内部でブロック化が生じ、それによりマクロな変形・破壊挙動で見られる正のダイレイタンシー挙動と強度増加がもたらされると考えられる。4.おわりにファイバーの混入によって最大主応力方向への構造の劣化が抑えられていることが分かった。また、供試体内がブロック化し、それらがインターロッキングすることで、強度の増加と正のダイレイタンシーの増加をもたらしているといえる。今後は粒子回転について詳細に検討し、さらに、実験による内部挙動の観察、三次元 DEM 解析を進める。これらの結果からマイクロメカニクスに着目した物理モデルの構築が可能であると考える。参考文献: 1) 第 21 回ジオシンセティックスシンポジウ論文集, 2)Gray, D.H. & Ohashi, H. (1983), J. of Geotech. Eng. 109 (3): 335-353., 3)Ibraim, E. et al. (2006). Int. Symp. on Geotechnics of Particulate Media, 4)山口等(2008): 実務利用を目指すマイクロジオメカニスクに関するシン ポ ジ ウ ム 発 表 論 文 集 , pp.17-22., 5) Diambra A. et al. (2007),Geotechnique., 6) Heineck, K.S., et al. (2005): J. of Geotech. and Geoenv.Eng. 131 (8): 1024-1033., 7) Maeda, K. & Hirabayashi, H. 2006. Journal ofAppl. Mech., JSCE: 623-630.18
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  • タイトル
  • 粒状体人工地盤材の変形および強度特性に粒径が及ぼす影響
  • 著者
  • Hemanta Hazarika・五十嵐信貴・山田祐樹
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 19〜20
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58522
  • 内容
  • 10第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月D - 06粒状体人工地盤材の変形および強度特性に粒径が及ぼす影響秋田県立大学 〇 国際会員 Hemanta Hazarika繰返しせん断、粒径、粒状体学生会員 五十嵐大林組信貴正 会 員 山田 祐樹1.はじめに廃タイヤから得られる人工地盤材料の適用性に関する様々な研究開発が近年進められている。中には、粒状体のタイヤチップをケーソンなどの抗土圧構造物の裏込めまたはその一部に使用することで地震時土圧を軽減できることを確認した振動台模型実験事例などがある1)。しかし、粒状体としてのタイヤチップの基本的な性質に関しては、未だ未解明な点が多く本格的な実用化には至っていないのが現状である。山田ら2)はタイヤチップの弾性的性質に着目し、中空ねじりせん断試験機によってタイヤチップおよびタイヤチップ混合砂の動的変形特性を明らかにした。しかし、従来の小型試験装置では扱えるタイヤチップのサイズに限界があり、大きい粒径のタイヤチップに関しては十分な試験結果が得られていない。そこで本研究では、タイヤチップの力学的挙動を検討するために、粒径の異なる材料を対象に、大型三軸試験装置を用いた繰返し三軸試験を行ない、タイヤチップの変形特性について検討を行った結果について述べる。2.試験概要(1)試験試料試験に使用したタイヤチップを写真-1 に示す。また、粒径加積曲線を図-1 に示す。タイヤチップは古タイヤを裁断・破砕したものであり、対象とした試料は、最大粒径 Dmax が 26.5mm(試料 1)と 19mm(試料 2)の 2 種類(a)試料 1の試料である。いずれの試料も均等係数 Uc が 1~2 程度であり、分級され(2)突固め試験繰返し三軸試験の試験密度の設定は、ランマーによる突固め試験により行った。締固め仕事量は Standard Proctor Ec≒550kJ/m3 により行っている。突固め試験は、φ30cm×h60cm のモールドを使用し、次式の突固め回数を調整することにより締固め仕事量を設定している。Ec WR  H  N L  N BV通 過 質 量 百 分 率 (%)た材料である。また、参考までに地盤工学会基準による土質材料の工学的分類に従うと、今回対象とした 2 種類の試料の粒径は礫(G)に分類される。(b)試料 2写真-11009080706050403020100対象試料試料2Dmax=19.0mmD50=13.0mmUc=1.60.1110粒 径 D (mm)図-1ここに、WR:ランマー重量(kN)、H:落下高さ(m)、V:供試体体積(m3)、試料1Dmax=26.5mmD50=6.2mmUc=2.3100粒径加積曲線NL:層数、NB:一層毎の突固め回数(回)(3)大型繰返し三軸試験試験では大林組所有の大型三軸試験装置を用いた。対象試料の最大粒径を勘案し、供試体は直径 30cm×高さ 60cm を用いた(写真-2)。試験は、供供試体試体を飽和させ、有効拘束圧 100kPa により等方圧密した後に、圧縮・伸張状態を繰り返す応力制御両振り振動試験を行っている。載荷速度は 0.1Hz、試験時の繰返し回数は 20 回とし、非排水状態において繰返し載荷を行っている。試験結果は片振幅軸ひずみと等価ヤング率および履歴減衰率の関係について検討を行った。写真-23.物理試験および力学試験の結果表-2 に対象とした各試料の突固め試験結果を示す。また、表中には既往直径 30cm×高さ 60cm の供試体表-2の研究によるタイヤチップの平均粒径 6mm(最大粒径 9.5mm)ならびに平均突固め試験結果粒径 2mm(最大粒径 4.75mm)を対象とした「突固めによる土の締固め試験(JIS A 1210)」結果を併せて示している。今回対象とした試料のランマーによる突固めにより得られた密度は 0.68~0.7 程度であり、礫に分類されるような一般的な地盤材料と比較すると小さい値を示した。一方、既往の試料1(Dmax=26.5mm)試料2(Dmax=19.0mm)既往の 平均粒径6mmデータ2) 平均粒径2mm密度(g/cm3)0.7010.6780.6790.672タイヤチップを用いた試験結果と比較すると、粒径が大きくなるに従い、わずかながら密度が大きくなる傾向がみられるものの、ほぼ同様な値を示していることがわかる。Influence of Grain Size on Deformation and Strength Characteristics of Granular Artificial Geomaterial:Hemanta HAZARIKA,Nobutaka IGARASHI (Akita Prefectural University), Yuki YAMADA (Obayashi Corporation)19 表-3表-3 に繰返し三軸試験供試体の作成時、圧密前ならびに圧密後の状態を示す。密度の増加傾向には、粒径の違いによる差はみられず、すると、軸ひずみで 8%程度、体積ひずみで 20%程度の圧縮が生じており、一般的な礫材と比較すると圧縮性が非常に大きい材料であることがわかる。このことから、タイヤチップを単独で地盤材料と高さ(cm)して使用する場合には、荷重の増加に伴う圧縮沈下を抑制するため圧密後の締固め方法等を十分に検討する必要があるといえる。片振幅軸ひずみが数%程度におよぶ繰返し載荷を行った60100試料16040200-20-4040200-20-40図-3、4 は各々の試料の繰返し三軸試験により得られ-60-80-80た片振幅軸ひずみと等価ヤング率(E)ならびに履歴減衰-100-100-60-6率(h)との関係を示す。Hardin-Drnevich モデルにより試料280軸差応力q kN/m2軸差応力q kN/m280-4-20246-6-4軸ひずみεa(%)(a)算出した初期等価ヤング率は、最大粒径 26.5mm の試料 1(b)で 3.80MN/m2、最大粒径 19mm の試料 2 では 3.96MN/m2 で図-2あり、最大粒径の違いによる大きな差はみられなかった。4.5確認できた。3)図 5、6 に砂地盤における既往の文献のデータ を示し、試料 2 のせん断弾性に着目すると、砂の下限値よりもさらに下方に位置しており、h が増加しはじ粒径の大きいタイヤチップの突固め試験結果より、粒径が大きくなるに従い、若干の密度が増加する傾向がみられるものの、ほぼ同様な値を示した。2 種類45試料13.53.80MN/m35330等価ヤング率履歴減衰率2.5252201.515110500.000010.00010.001片振幅軸ひずみ(εa)SA0.010.1E、h~ε関係(試料 1)45試料243.53.96MN/m402353302.525等価ヤング率履歴減衰率2201.5151100.5500.00000100.00001図-4の最大粒径が異なるタイヤチップともに片振404.5等価ヤング率 Eeq(MN/m2)4.まとめ試料 22図-3り、Geq/ Geq0 の低下し始めるせん断ひずみが大きいことがわかる。h-γ曲線える。6履歴曲線00.000001比較する。タイヤチップの Geq/ Geq0-γ曲線は、砂よりも上方に位置してお性は有するものの、一般的な土質材料に比較するとひずみ依存性は小さいとい40.5係数比(Geq/ Geq0)-せん断ひずみ(γ)曲線および減衰率(h)-γ曲線をめるせん断ひずみが大きいことがわかる。従って、タイヤチップはひずみ依存24等価ヤング率 Eeq(MN/m2)する傾向はいずれの粒径の試料にもみられ、ひずみ依存性を有していることが0軸ひずみεa(%)試料 1また、片振幅が大きくなるに従い、等価ヤング率が低下し、履歴減衰率が増加-2履歴減衰率 h(%)100試料260.329.9842576.20.67957.3237107.30.77955.73(軸ひずみ7.6%)34017.3(体積ひずみ20.1%)0.85履歴減衰率 h(%)~ひずみ履歴曲線の例を示す。いずれの試料においてもれない。体積(cm3)密度(g/cm3)図-2 に繰返し三軸試験により得られた各試料の応力繰返し回数が増加してもひずみ振幅の急激な増加はみら試料160.329.9842576.20.68856.9136893.30.79555.51(軸ひずみ7.9%)33483.3(体積ひずみ21.3%)0.875高さ(cm)直径(cm)供試体作成後体積(cm3)密度(g/cm3)高さ(cm)圧密前体積(cm3)密度(g/cm3)同様な傾向を示していることがわかる。また、圧密後の状態に着目際にも、弾性的な挙動を示しているのがわかる。また、供試体の諸元0.00010.001片振幅軸ひずみ(εa)SA0.010.1E、h~ε関係(試料 2)幅軸ひずみが増加するに従い、等価ヤング率また、今回行った試験では、最大粒径の違いが変形特性に与える影響は見られなかった。五十嵐 & Hazarika(2009)4)による一面せん試料 2減衰率, h (%)ひずみ依存性を有していることが確認できた。Geq/ Geq0の低下ならびに履歴減衰率の増加がみられ、試料 2断試験からも同様の結果が得られた。謝辞本研究は科学研究費(№18206052 代表者ハザリカへマンタ)の助成によって行われたものであり、付記して深くせん断ひずみ, 図-5 せん断定数のひずみ依存性せん断ひずみ, 図-6 減衰比のひずみ依存性感謝申し上げます。参考文献1) Hazarika, H., Kohama, E., & Sugano, T. 2008: Underwater shake table tests on waterfront structures protected with tire chips cushion. Jour. ofGeo. and Env. Engineering, ASCE, 134(12): 1706-1719.2) 山田卓ほか5名 2007:タイヤチップ・砂混合土の非排水繰返しせん断特性、第 7 回環境地盤工学シンポジウム、福岡.3) 石原研而 1976:土質動力学の基礎、鹿島出版会.4) 五十嵐信貴、Hazarika Hemanta 2009:廃タイヤリサイクル材の圧縮及び繰返しせん断特性、第 44 地盤工学会研究発表会、横浜.20
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  • タイトル
  • タイヤチップによる飽和砂地盤の免振効果
  • 著者
  • 兵動正幸・金子 崇・河田慎治朗・ヘマンタ ハザリカ
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 21〜22
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58523
  • 内容
  • 11M - 04第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月タイヤチップによる飽和砂地盤の免震効果タイヤチップ 砂 免震山口大学大学院 国際会員 ○兵動正幸 学生会員 金子崇山口大学大学院 学生会員 河田慎治朗秋田県立大学1.はじめに国際会員 ハザリカヘマンタDepth(m)現在、日本では年間約 100 万 t の廃タイヤが発生しており、その約 88%がリサイクルされている。しかし、その大半は燃-2料として利用するサーマルリサイクルであり、二酸化炭素や-4焼却灰の発生などの課題が残っている。そのため、土木分野-6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、L12mL22mL32mL42mL52mL62mL72m-8新しい地盤材料としての利用が検討されている。本研究では、-10タイヤチップの弾性的性質に着目し、タイヤチップと砂の混合地盤または互層地盤を想定し、オンライン地震応答実験に-12より水平成層地盤の応答およびタイヤチップによる免震効果-14図-1について検討した。2.オンライン地震応答実験の概要表-11)修正 R-Oモデルオンライン層(要素試験)地盤のモデル化試料の物理的性質emind50(mm)試料Gsemaxのように多質点系にモデル化し、基盤面から地震動を入力すS:T=10:02.6451.0770.6800.3951.65る。次に、運動方程式を時系列で解き、各時間ステップで応S:T=7:32.4101.5650.9530.4071.69答変位を求め、得られた応答変位に相当するせん断ひずみをS:T=5:52.1921.9481.2180.4231.75供試体に与え、得られた復元力を運動方程式にフィードバッS:T=0:101.1502.5021.7860.7852.34オンライン地震応答実験では、まず、解析対象地盤を図-1クする。この過程を地震動が継続する間繰り返す事で、地震3.試料及び実験条件本研究では、廃タイヤの金属・繊維類を除去し、粒径が 1mm以下となるように裁断したタイヤチップと相馬珪砂、及びタイヤチップと相馬珪砂の混合砂を用いて実験を行った。各試料の物理的性質を表-1 に示す。図表中の S と T の表記は、それぞれ相馬珪砂とタイヤチップを表している。タイヤチッ100Percent finer by weight (%)時の地盤挙動を再現する。Ucプ混合砂は体積比で相馬珪砂:タイヤチップ=7:3、5:5 となるように混合して作製した。このとき、乾燥重量比は相馬806040S:T=10:0S:T=7:3S:T=5:5S:T=0:102000.010.1110Grain size (mm)図-2珪砂:タイヤチップ=84:16、70:30 となる。図-2 に粒径粒径加積曲線加積曲線を示すが、混合砂の粒度分布特性(d50、Uc)は相馬珪砂のそれに近い。オンライン地震応答実験は、地下水面以下を 6 層に分けてオンライン層として要素試験を行い、表層を修正 R-O モデルによる不飽和解析層とした。表-2 に示すように要素試験を行うオンライン層の L2~L7 層の材料を変えて実施した。表中 S と T の表記は、それぞれ砂とタイヤチップを表す。供試体は初期含水比 10%の湿潤突固め法に表-2実験ケースTest CaseLayer□  SSS△  S:T=7:3▽  S:T=5:5◇  TTT■  TSS◆  STS●  SST2m▲  SST4m▼  SST6m3L1不飽和解析層(γt=17.64kN/m G0=52MPa τf=12kPa α=2.31 β=2.21)L2相馬珪砂混合砂(T30%)混合砂(T50%)タイヤチップタイヤチップ相馬珪砂相馬珪砂相馬珪砂相馬珪砂L3相馬珪砂混合砂(T30%)混合砂(T50%)タイヤチップタイヤチップ相馬珪砂相馬珪砂相馬珪砂相馬珪砂L4相馬珪砂混合砂(T30%)混合砂(T50%)タイヤチップ相馬珪砂タイヤチップ相馬珪砂相馬珪砂相馬珪砂L5相馬珪砂混合砂(T30%)混合砂(T50%)タイヤチップ相馬珪砂タイヤチップ相馬珪砂相馬珪砂タイヤチップL6相馬珪砂混合砂(T30%)混合砂(T50%)タイヤチップ相馬珪砂相馬珪砂相馬珪砂タイヤチップタイヤチップL7相馬珪砂混合砂(T30%)混合砂(T50%)タイヤチップ相馬珪砂相馬珪砂タイヤチップタイヤチップタイヤチップSeismic Isolation Effect Using Tire Chips on Saturated Sand DepositsMasayuki Hyodo1 , Takashi Kaneko1, Shinjiro Kawata1, Hazarika Hemanta 2(1Yamaguchi University, 2Akita Prefecture University)21 800800八戸波SSSFourier spectrum (Gal・ sec)600800八戸波S:T=7:3600800八戸波S:T=5:560040040040040020020020020000.1100.110800100.110800八戸波TSS600100.110800八戸波SST2m600八戸波SST4m600400400200200200200103000.1110301000.1110八戸波SST6m6004001180040000.1八戸波TTT6003000.111030Frequency ( Hz)地表面加速度フーリエスペクトル022246810468100100200300400500Acceleration α ( Gal)(a)最大応答加速度60014SSSSST2mS:T=7:3SST4mS:T=5:5SST6mTTT4681012121214D ep t h ( m )0D ep t h ( m )D epth ( m )図-30010203040140.00.20.40.60.8Horizontal displacement H ( cm)Pore water pressure ratio u/σ v0'(b)(c)最大応答水平変位図-41.0最大過剰間隙水圧比深度分布よって作製し、相馬珪砂の供試体の相対密度が 50%となる突固め回数で突き固めた。不飽和解析層の修正 R-O モデルに必要なパラメータは神戸ポートアイランドの地盤データを基に表-2 に示すように決定した2)。入力波は加速度の最大値を 500Gal に調整した八戸波を用いた。4.実験結果と考察図-3 に地表面での加速度フーリエスペクトルを示す。破線は入力波(八戸波)の、実線は地表面での加速度フーリエスペクトルを示す。全層砂の場合 SSS では 3Hz 付近で振幅の減少がみられるが、1Hz 付近での振幅の増加が著しく、卓越周波数は 1Hz となっている。タイヤチップを混合することで 1Hz 付近での振幅の減少がみられ、地震波が長周期化していることが分かる。タイヤチップの割合が高くなるほど長周期化の傾向は強くなり、全層タイヤチップの場合 TTTでは短周期成分はほとんどなくなっており、卓越周波数での振幅も小さくなっていることが確認できる。また、タイヤチップを層として配置した場合、いずれも 1Hz 以上の振幅の減少が著しく、タイヤチップ層が深い位置にあるほど、その層厚が大きいほど効果が大きいことが確認できる。図-4 にタイヤチップを混合した場合および最下層に層として配置した場合の最大応答加速度・最大応答水平変位・最大過剰間隙水圧比の深度分布を示す。最大応答加速度はタイヤチップを 30%混合するだけでも著しく減衰し、タイヤチップの割合が高いほど値は小さくなる。これは、タイヤチップを混合することで剛性が低下し、地震動の伝搬を抑制したことによると考えられる。また、最下層にタイヤチップを配置した場合、全層タイヤチップとした場合 TTT とほぼ同様の分布形状を示しており、同量のタイヤチップを混合した場合よりも減震効果が強く発揮されることが明らかである。水平応答変位はタイヤチップの混合率が増えるほど剛性が低下するため値は大きくなる傾向にある。また、最下層がタイヤチップの場合、他に比べて特異な挙動を示すのは剛性の低いタイヤチップ層だけに大きな変位が集中したことによる。最大過剰間隙水圧比もタイヤチップの割合が高いほど抑えられている。また、最下層がタイヤチップの場合にタイヤチップ層で著しく小さくなっているだけでなく、上部の砂層の値も非常に小さくなるのは、タイヤチップ層で地震波が大きく減衰しているためと考えられる。5.まとめ本研究で得られた知見は以下の通りである。(1) タイヤチップを単体で用いることより、大幅な減震効果・液状化抑止効果・免震効果が期待でき、最下層に一層敷いただけでも十分な効果がある。(2) タイヤチップを砂と混合した場合でも、減震・免震効果が期待できる。(3) 同量のタイヤチップを用いる場合、混合するよりも、最下層に層として配置する方がより大きな効果が期待できる。【参考文献】1) 高橋直樹,兵動正幸,吉本憲正,山本陽一:粘土・砂相互地盤の地震動特性に関するオンライン地震応答実験,土木学会論文集 No.764/Ⅲ-67,pp207-219,2004. 2) 山口晶:1995 年兵庫県南部地震における神戸沖合人工島の地震時挙動,東北大学大学院工学研究科学位論文,pp63-64,2001.22
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  • タイトル
  • 粒子破砕による限界粒度と限界構造
  • 著者
  • 前田健一・温谷恵美・近藤明彦・福間雅俊
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 23〜24
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58524
  • 内容
  • 12D - 06第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月粒子破砕による限界粒度と限界構造粒子破砕粒度粒形名古屋工業大学名古屋工業大学名古屋工業大学名古屋工業大学1. はじめに国際会員学生会員学生会員学生会員○前田健一近藤明彦温谷恵美福間雅俊二つの試験装置による試験結粟の関係を調べるために、数十粒子破砕といえば粒子が割裂破壊するような高い応力レベル種類の試料について破砕試験を行った。ここでは混合粒径試料の現象として着目されがちであるが、土が土らしく挙動するにについてのみ結果を示す。この試料は図-2 の破線で示すようは、割裂破砕だけでなく粒子の角が破損するような凹凸の変化に最大粒径 Dmax=2.0mm が均しく Dmin が異なる直線粒度の試料をもたらす破砕にも焦点を当てる必要がある1)-4)。そこで,本である。砂は珪砂(CA-SAND)である。二つの試験の結果を研究ではせん断タイプと一次元圧縮タイプの二つの簡易な破砕図-2 に示す。粒度分布の変化(図-2(a))からわかるように、均試験機を用いた粒子集合体の破砕の様子、粒度変化の様子、繰等係数の小さな試料では compression type の方が破砕が大きく、り返して破砕させる場合に破砕限界の粒度の存在について検討粒度分布曲線は左に移動しているが、均等係数の大きな試料でし,粒子破砕と土らしさの関係について明らかにすることを目はこの関係は逆転している。100的としている。また、二次元個別要素解析を併用するこことで、Percent finer, W (%)粒子破砕に伴う形状変化、粒度変化が、マクロな流れ則など力学特性発現メカニズムにどのように影響するかについて調べることが目標である。本報告では、まず、せん断タイプと一次元圧縮タイプの二つの簡易な破砕試験と、後者による試験で破砕限界粒度についての結果 5)を整理し直す。また、円形粒子による二次元個別要素CA SANDoriginalgrain crushing test typeshearcompression60402000.01解析で、様々な粒度分布について、間隙比や配位数について調べた結果について報告する。2. 変形モードと破砕モードに関する実験Frequency, ∆W / ∆logDいる。第 1 のタイプは図-1(a)に示すようにシリンダー内の試料に一定拘束圧σv の下で強制的に大きなせん断変形を与えて粒子破砕を起こさせるものである(shear type)。第 2 のタイプは、図-1(b)に示すように、シリンダー内に入れた粒子の集合体を所定の高拘束圧σv まで一次元的に圧縮することによって破砕させるものである(compression type)。試験条件の影響について400(a)CA SANDoriginalgrain crushing test typeshear30020010000.01は既報に詳しい。ここでは、前者では試料 50g、σv=0.098MPa、回転回数を 10 回のときの結果を、後者では相対密度 70%、Frequency, ∆W / ∆logD(size: mm)10060Gage Attachment400Elevation3002001000.101.00Grain size, D (mm)Mold80Samplegrain crushing test typecompression(c)図-2 破砕方法(変形モード)の違いによる破砕挙動の違い706Piston(b)CA SANDoriginal00.01CL0.101.00Grain size, D (mm)500σv=17.3MPa の結果を示す。1000.101.00Grain size, D (mm)500実験では本報告では次の 2 つのタイプの試験方法を提案してPlane8090これを、頻度分布の変化(図-2(b),(c))で見ると、変形モ20Base Plate図-1 破砕試験機: (a)shear type(左);(b)compression type(右)Limit grading and limit fabric induced by particle crushingード(破砕のさせ方)によって破砕挙動の違いがわかる。中程度の均等係数を有する試料ではより明確に分かるが、shear typeKenichi MAEDA, Akihiko KONDO, Emi NUKUDANI andMasatoshi FUKUMA(Nagoya Institute of Technology)23 では破砕後の頻度分布に明瞭なピークが現れるが、造力学的安定性(不静定次数と直結)を意味する平均配位数compression type では頻度分布は比較的なだらかになっている。Nc と粒度形状の関係について調べてみた。粒度形状によってこのことから、shear type では粒子破砕は主に最大粒径付近に内部構造が違うことは伺えるが、平均化された間隙比や平均配集中して進行し、粒子の角が欠けるような破砕モードが卓越し位数のみでは破砕限界が発生することを証明するには至らないていると考えられる。一方、compression type では粒子破砕はようである。配位数分布、接点力分布、構造の限界状態 6)との全粒径にわたって生じていることが分かる。粒子形状が角ばっ関係など詳細な調査結果は行う必要がある。100ターロッキング効果が発生し、マクロ挙動にねばりが生じるこ80Percent finer (%)ている場合、破壊に近づくと粒子のミクロな凹凸によってインとがわかっている 6)。この破砕は低い圧力下でも生じるため、4)強度低下に及ぼす粒形の影響は大きいことが指摘されている 。3. 破砕限界粒度に関する実験破砕試験 compression type について繰り返して破砕試験を行increasinglog(Dmax/Dmin)/σGaussian dist.uniformdistributionin weight40曲線に収束していることがわかる。また、このときの間隙比の変化を示したのが図-4 である。同様の間隙比に収束している。th6 cycleCA2000-7540original:CA2000-30020 cycle ofcrushing test00.01Percent finer, W (%)80Void ratio, e6th cycleCA2000-300601000.254010.101.00Grain size, D (mm)(a)th6 cycleAI Naturalth6 cycleAI2000-75original:AI Natural20 cycle ofcrushing test00.01original:AI2000-750.101.00Grain size, D (mm)(b)図-3 compression type による破砕限界粒度4.0Ave. coordination num., NcVoid ratio, e1.00.80.60.40.212 3 4 5 6Number od cycles7RD=5RD=20RD=5RD=20(a)8図-4 繰り返し破砕試験による間隙比の変化4. 粒度分布形状の違いよる間隙比、配位数の違い3 章の結果から、一定試験条件下では、破砕限界が存在することが分かった。この粒度分布は内部のミクロ構造に特徴をもっているであろうことは容易に想像がつく。そこで、内部構造と結び付きが強いマクロの平均量である間隙比と内部構造の構510log(Dmax /Dmin )/σ[ weight ]Gaussian dist. RD=2Uniform dist. R D=2[ number ]Gaussian dist. RD=2Uniform dist.R D=2(b)RD=5RD=5RD=20RD=20RD=5RD=5RD=20RD=203.5number dist.3.02.51.20[ weight ]Gaussian dist. RD=2[ number ]Gaussian dist. RD=20.15original:CA2000-75compression type:σv=17.3(MPa)600.040.06 0.08 0.1Grain size, D, (m)0.20Ave. coordination num., NcPercent finer, W (%)80uniform distributionin number00.02行は停止し、材料や初期粒度が異なっても同様の直線粒径加積compression type:σv=17.3(MPa)Gaussian dist.increasinglog(Dmax/Dmin)/σ20った結果を図-3 に示す。繰り返し破砕が6回程度で破砕の進100RD=5604.0weight dist.0.150.20Void ratio, e[ weight ]Gaussian dist. RD=2[ number ]Gaussian dist. RD=20.25(c)RD=5RD=20RD=5RD=203.53.02.51510log(Dmax /Dmin )/σ(d)図-5 粒度形状と間隙比、配位数の関係参考文献: 1) Y. Nakata, M. Hyodo, A.F.L. Hyde, Y. Kato and H. Murata,Soils and Foundations, 41 (1), 69-82 (2001). 2) Y.P. Cheng, M.D. Bolton andY. Nakata, Y., Geotechnique, 54 (2), 131-141 (2004). 3) K. Miura, K. Maeda,M. Furukawa and S. Toki, Soils and Foundations, 37 (3), 53-64 (1997). 4) K.Miura, K., Maeda, M. Furukawa and S. Toki, Soils and Foundations, 38 (4),159-172 (1998). 5) 前田,古川,三浦,土岐,第 27 回地盤工学研究発表会,631-634 1992. 6) K. Maeda and H. Hirabayashi, Journal of AppliedMechanics JSCE, 9, 623-630 (2006).24
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  • タイトル
  • 帯基礎支持力に及ぼす粒子形状および粒子径の影響
  • 著者
  • 榊原辰雄・加藤正司・澁谷 啓
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 25〜26
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58525
  • 内容
  • 13E - 03第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月帯基礎支持力に及ぼす粒子径および粒子形状の影響粒子形状帯基礎支持力伊藤忠テクノソリューションズ神戸大学大学院神戸大学大学院1. はじめに基礎の支持力問題は古くから多くの研究がなされ,古典的理論により支持力が求められている.古典理論による支持力の計算では,①地盤内に厚さのないすべり面が一瞬に完成する,②地盤の応力~ひずみ関係は剛完全塑性体である,という仮定がなされている.しかし,実際の破壊形態は進行的で,地盤の応力~ひずみ関係は非線形を示す.また大規模構造物の基礎を模型実験で再現する場合には寸法効果 1)を考慮する必要がある.そこで,粒状材料の粒子形状や粒子径を直接的に考慮可能な個別要素法(DEM)により平面ひずみ帯基礎支持力問題について数値シミュレーションを実施した.モデルとして球および,球の重ね合わせによる非球形粒子を用い,粒子径や粒子形状が支持力やせん断挙動に及ぼす影響について行った検討結果を報告する.2. 解析モデルと解析条件解析に用いた粒子モデルは, 2 個の球形要素を結合した粒子モデル(図―1)を用いた.凹凸係数 FU を考慮して, (1)式に示す Lap_rateを調節して球形要素を重ね合わせた.Lap _ rate =d2r(1)図-1国際会員 ○榊原 辰雄国際会員加藤 正司国際会員澁谷 啓粒子モデルの形状25D 50D 100D100P er c e n t fin e r b y w e ig h t個別要素法806040豊浦砂2000.1110100Grain Size (mm)本検討では粒子形状として豊浦砂を模擬し,豊浦砂の FU が約 0.75 であることから Lap_rate=0.2 として粒子モデルを作製した.粒子モデルの集図-2 粒径加積曲線合体である供試体は,豊浦砂と相似粒度で粒径比 25 倍,50 倍,100 倍の粒度分布(図-2)を持つ球形要素を用いて次のように作製した.まず,幅 100cm×高さ 50cm×奥行き 5cm の 6 つの壁要素に囲まれた領域内に空隙率 0.5 となるように球形要素を発生させる.それぞれの球形要素の位置に,その球形要素と体積が等しくなるように 2 要素の粒子モデルを作製後,元の球形要素を削除した.なお,作製する 2 要素の方向はランダムな方向とした.また,形状の影響を検討する為に,元の球形要素をそのまま球モデルとした場合と 2 要素の粒子モデルを用いた場合の2パターンで解析を行った.解析に用いた粒子間バネは線形バネとし,粒子間摩擦係数は豊浦砂のφμ≒25°より tan(φμ)=0.5 と設定した.物性値の詳細は既報 2)の通りである.初期充填過程では粒子間摩擦係数 tan(φμ)を 0.1 とし,重力加速度を設定して自然落下で粒子を充填させた.そして平衡状態になった後,粒子間摩擦係数 tan(φμ)=0.5 と設定した.この状態では表面に若干起伏が図-3 解析モデル図(Ball-25D)生じているため一定の座標値より上に存在する粒子を削除し,表面を平らにする処理を行った.粒子削除後,再度平衡状態として,初期状態とした.表-1に示した粒子数は,この初期状態での粒子数を示している.また,表中の粒径倍率は豊浦砂の D50 に対する倍率を示しており,検討ケース名として使用している.例えば,粒径倍率 100 倍の球モデル名は Ball-100D とし,粒子モデルは Clump-100D と呼ぶことにする.このようにして作製したモデルの1例を図-3 に示す.このモデルは粒径倍率 25 のモデル(Ball-25D)である.なお,基礎幅 B0 は 10cm とした.3. 解析結果および考察表-1 解析モデル球モデル,粒子モデルそれぞれのケースModel 名粒径倍率粒子数球要素数D50B0/ D50における支持力係数 Nr と沈下の関係を図Ball-100D2895-4,図-5に示す.それぞれのグラフ縦10020 mm52895Clump-100D5790軸は(2)式で表される支持力係数 Nr で,横Ball-50D24633軸は基礎の沈下量 S を基礎幅 B0 で除して5010 mm1024633Clump-50D49266正規化した値である.なお,B は基礎幅,Ball-25D201890qf は単位面積辺りの極限支持力,γは単位255 mm20201890Clump-25D403780Effects of Grain Shape and Grain Size on Bearing Capacity ofShallow FoundationsT. SAKAKIBARA ITOCHU Techno-Solutions Corp.S. KATO and S. SHIBUYA, Graduate School of Science &Technology, Kobe University.25 50体積重量を示す.2q f4050D25D302010100D005図―4101520S/B0 (%)30遠心模型実験(16.7g,B0 =3cm)100D15025D10050模型実験(1g,B0=10cm)50D005図―5101520S/B0 (%)2530荷重沈下曲線(粒子モデル)200B0 =10cm, 1g150B0=20cm,1g10050B0=20cm,10g005図―6101520S/B 0 (%)2530荷重沈下曲線(Clump-50D)せん断ひずみ (%)● 0 ~ 10● 10 ~ 20● 20 ~ 30● 30 ~ 40● 40 ~ 50● 50 ~ 60● 60 ~ 70● 70 ~ 80● 80 ~ 90● 90 ~同じ基礎幅に対して D50 の増大とともに最大支持力が増大する傾向が見られた.球要素を用いた結果では,D50 の増大とともに最大支持力が減少する負の粒径効果が見られ,粒子形状の影響が確認された..今回の 3 次元 DEM 解析ではせん断層を明確に確認することが出来なかった.解析時間の制約から奥行き方向のモデル幅を小さくしたこと,用いた粒径サイズが大きいことに起因するものと考えられる.DEM で25荷重沈下曲線(球モデル)200NrγB図-4に示す球モデルの結果では,粒子径が小さい程大きい支持力を示している.それぞれのケースにおける Nr はそれぞれ 30,24,14 程度(図中↓の位置)であり,密詰め球の内部摩擦角が高々30°程度であることを考えると Ball-25D の結果が妥当な値であると考えられる.図-5に示す粒子モデルでは球モデルの結果と異なりケース Clump100D では明瞭な強度のピークが見られ,その後大きく軟化している.一方,ケース Clump-25D の荷重沈下曲線の勾配はケース Clump-100Dと一致しているが Clump-50D では支持力は増加しているものの荷重沈下曲線の勾配は緩やかであり,異なる挙動を呈している.今回作製したモデルは,解析時間を考慮して奥行き方向に 5cm の供試体厚さとしたため,粒子径が大きい場合奥行き方向の粒子数が少なく,境界の影響を受けていることが考えられる.この点については,奥行き方向に周期境界条件を適用するなど今後の検討の余地が残る.しかしながら,粒径の大きさに依存して支持力が大きくなる定性的な傾向は見られ,道床バラストを用いた支持力試験に見られる粒径効果を示唆するものと考えられる.また,図-5に示す破線は,龍岡ら 3)による豊浦砂を用いた模型実験結果(1g,B0=10cm)と遠心力載荷実験(16.7g,B0=3cm)から得られた荷重沈下曲線を示している.解析条件と遠心力載荷実験では解析条件が一致していないので直接比較することはできないが,粒径が大きいほど Nr が大きくなる傾向は一致しているものと考えられる.図-6は,Clump-50D のモデルの基礎幅を 20cm に広げたモデル,さらに,そのモデルで重力加速度を 10 倍の 10g 作用させて遠心実験を模擬したケースの荷重沈下曲線を示している.基礎幅を 20cm に広げた場合,初期の弾性領域における沈下特性は等しく,支持力のピーク値は低下する傾向を示している.また,重力加速度を 10g としたモデルでは,変形勾配は緩やかで支持力がピークとなる沈下量は大きくなる傾向を示している.これらのより基礎幅 B が大きくなると Nr は小さくなる傾向が確認できる.図-7(a)は,粒子モデル(Clump-50D)の S/B0=60%時におけるせん断ひずみ分布図で,せん断ひずみが左右に円弧状に広がっており定性的な全般せん断破壊の様子が見られる.一方,(b)は球モデル(Ball-50D)の S/B0=60%時におけるせん断ひずみ分布図で,粒子モデルとは異なりせん断ひずみ領域が基礎周辺に集中しており,基礎を中心とした半円状にせん断ひずみが分布している.Ball モデルではそれぞれの粒子の回転に対する抵抗が小さく,基礎の下部周辺における粒子の回転を伴う局所的なすべり破壊が発生しているものと考えられる.4. まとめNr(2)NrNr =(a)粒子モデル(Clump-50D)は解析時間の観点から粒子数に制約を受け,広範囲なモデル化を行う場合,粒径が大きくなるという問題を抱えている.最近では並列化などの技術で対応できつつあるが,解決すべき問題点である.参考文献1)龍岡文夫:地盤工学における今日の課題,古典理論・設計法・土の物性の関連,土木学会総会特別講演,2006.2)榊原辰雄ほか:粒状材料の平面ひずみせん断挙動に及ぼす粒子形状の影響,第 43 回地盤工学研究発表会,pp.827-828,2008.(b)球モデル(Ball-50D)図-7せん断ひずみ分布(S/B0=60%)3)龍岡文夫ほか:砂地磐の支持力問題におけるせん断強度・実験値・設計計算式の関係-極めて古くてかつ新しい問題-,第 34 回土質工学シンポジウム,(社)土質工学会,1989.26
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  • タイトル
  • 平板載荷をうける破砕粒状体の局所挙動
  • 著者
  • 中田幸男・兵動正幸
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 27〜28
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58526
  • 内容
  • 14E - 03第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月平板載荷をうける破砕粒状体の局所挙動支持力,個別要素法,粒子破砕山口大学大学院国際会員○中田幸男山口大学大学院国際会員兵動正幸1. はじめに 個別要素法(DEM)解析をもちいて破砕現象が再現できる粒子モデルの提案がおこなわれ、それらの集合体の挙動が土の広範な圧力域における巨視的挙動に類似であることが示されてきている 1) - 3) 。このような、数値シミュレーション手法の開発のメリットは、実験などで得ることが不可能な微視的な情報を知り、より深い理解が得られることにある。さらに、著者らは、DEM 破砕粒子の破砕強度に着目し、平面ひずみ圧縮シミュレーションにおける力学挙動を示した上で、平板載荷シミュレーションの結果を示している4)。ここでは、平板載荷に対する数値シミュレーション結果について、破砕の発生とせん断面の形成について考察を加えるものである。2. 載荷シミュレーションの概要図1に示すように横 24mm、高さ 24mm、奥行き 6mm の空間に破砕粒状体が作成される。粒子は、DEM の球要素のかたまりとして表現され、球要素間にある結合強度が与えられている。この結合は、引張力およびせん断力に対して有効に作用し、その強度をいずれかが超えることで破壊し、それ以降では結合の作用を失う。この結合破壊の連鎖が粒子破砕現象である。すべての球要素間には、クーロンの摩擦モデルが適用され、粒子間接点にはせん断方向および垂直方向に線形弾性モデルが与えられる。土粒子となる球要素のかたまりは、初期の重なりを0にするためや、出来るかぎりかたまり内に間隙を作らないために、まず規則的かつ球形に配列される。その後、土粒子が本来有している形状や強度の不均一性を表すために、各々の球要素を 20%の確率で取り去る。今回用いたシミュレーションで用いた結合強度と剛性の組み合わせは表1の 6 種類である。その他のパラメータについては参考文献 4)を参照いただきたい。コンピューターの計算時間の関係で、1かたまり最大 57 要素、228 接点(=228 結合強度)となるように設定し、平均では 45.7 要素、146.4 接点となった。このような形で設定した DEM 粒子に対して、単粒子強度特性を理解するためのシミュレーションが行われている 4)。表 1 には粒子破砕シミュレーションから算出された基準粒子強度σ0 とその均一性を表す m を示している。図1に示される空間に作成した粒子は約 5500 個、総球要素数は約 28 万個である。空間内に粒子を作成した後、0.1kPaの上載圧下で安定状態となるように計算した。その後、図1に示すように 6mm の載荷板を左端上面に配置し、載荷速度 0.05m/s で下向きに変位を与え、粒状体に載荷した。ここで、右側面の境界面には粒子と同じ摩擦係数を、載荷板には粒状材料との相対変位が起きないように極端に大きな摩擦係数を与えた。表2 球要素に与えた結合強度 BS と剛性 K の組み合わせBS=4N2N1N0.1NK=2MN/m1MN/m0.5MN/m0.05MN/mσ0=58.3 MN/m2 σ0=30.2MN/m2σ0=15.0MN/m2σ0=1.73MN/m2m=3.1m=3.0m=3.0m=2.91これらの組み合わせは、いずれも BS/K=2*10-6m となることに注意する0.01N0.005MN/mσ0=0.176MN/m2m=2.70.0033N0.00167MN/mσ0=0.069MN/m2m=3.223.支持力発現挙動と粒子破砕図2は、この載荷シミュレーションで得られた載荷板の圧力と正規化沈下量の関係を示したものである。ここで、正規化沈下量とは、載荷板の沈下量(S)を載荷板の幅(W)の 2 倍で正規化したものである。図(a)は載荷板圧力との関係で示されたものであるが、結合強度の増加とともに、最大圧力が増加することがわかる。また、BS=1N、0.1N については、明確なピークを示すものの、それ BS=0.01N、0.0033N のモデルでは、載荷板圧力がシミュレーション中徐々に増加する挙動を示した。Vesic5)は、破壊モードの違いが砂の密度や根入れ深さ(上載圧)によることを示したが、この図から、破壊モードは粒子強度の影響も受けるといえる。図(b)は破砕の様子を表したもので、荷重沈下曲線において円の位置が破砕を起きた事を、円の大きさが破砕の大きさを示している。破砕の大きさは、破砕後の粒子に属する球要素数を、破砕前のその粒子に属する球要素数で除したものである。この図には BS=0.1N と 0.01N の結果についてのみ示している。全般せん断破壊を示している BS=0.1N の結果は、ピーク直前の S/(2W)=0.45 あたりで小さな破砕を示した後、ピーク付近でやや多めの破砕を示している。また、ピーク後の除荷過程においても破砕を生じ、S/(2W)=0.65 付近にやや大きめの破砕が生じている。局所せん断破壊を示す BS=0.01N の結果は S/(2W)=0.30 付近から破砕を生じ始め、その後は断続的に破砕を発生している。破砕の大きさは、BS=0.1N のものと同程度であるが、破砕を示す回数は多いことがわかる。4.せん断層の現れ方図3は、BS=0.1N の結果について各々の沈下状態におけるせん断ひずみのコンターを示している。せん断ひずみの大きい領域は、まず載荷板下方に発達した後、S/(2W)=0.05 から側方へ進展し始め、表面までに達している。シミュレーションに採用している材料は比較的圧縮量が大きいため、載荷板下部の主働くさび領域を認識すLocal behaviour of crushable granular materials subjected to plate loadingY. Nakata, M. Hyodo (Graduate School of Yamaguchi University)27 ることが難しい。また、S/(2W)=0.05 の主働くさび領域をみると、せん断ひずみが大きい領域と小さな領域とが層状に形成されている。さらに、ピーク状態に達する前にせん断帯と定義される領域が塑性遷移領域に生じている。図 2(b)に示した粒子破砕は、主働くさび領域で生じ、この中でも大きな破砕は主働くさび領域の下方で認められた。図 4 は、BS=0.01N の結果であるが、この S/(2W)の範囲では、塑性遷移領域に明確なせん断面の形成は認められなかった。粒子破砕は、主働くさび領域から下方に、BS=0.1N に比べてより広い領域で認められた。Load intensity (kPa)Load intensity q (kPa)10100100010100001002003004005000.0No. ball in smaller agglo.No. ball in mather agglo.0.0Normalised settelment S/(2W)Normalised settelment S/(2W).0.20.20.01N0.1N0.41NBS=0.0033N0.6DEM破砕粒子モデル1.0(a)載荷板圧力と正規化沈下量の関係(b)粒子破砕の発生と程度図2 支持力発現と粒子破砕2424202020160.40.38160.5120.40.380.244081216x (mm)2000240481216x (mm)20002420200.40.3y (mm)0.50.10481216x (mm)2024(a) S/(2W)=0.051216x (mm)202420160.5120.40.380.5120.40.380.20.24000.10481216x (mm)2024(b) S/(2W)=0.06図48240.2404(c)S/(2W)=0.07161680.1BS=0.1N の破砕粒状体のせん断ひずみのコンター24000.2(b) S/(2W)=0.0624120.340.1(a) S/(2W)=0.05(ピーク)図30.40.20.140.5128y (mm)00y (mm)0.5y (mm)y (mm)16y (mm)0.1N0.624120.30.10.40.80.81.0図10.50.01N4000.10481216x (mm)2024(c) S/(2W)=0.07BS=0.01N の破砕粒状体のせん断ひずみのコンター5.おわりに DEM 破砕粒子を用いた平板載荷に対するシュミレーション結果に対して、破砕の発生や程度、ならびにせん断ひずみの分布について検討を行った。その結果、破砕強度が高い粒状材料で全般せん断破壊を示すものでは、ピーク以降に破砕が発生し、明確なせん断面の形成が認められることがわかった。参考文献 1) McDowell G. R. & Harireche O. (2002). Geotechnique 52, No. 2, 131-135.2) Cheng, Y. P., et al. (2003). Geotechnique53, No. 7, 633-641. 3) Bolton, M.D., et al. Y.P. (2008). Geotéchnique, Vol.58, No.6, pp.471-480. 4) 中田幸男, 兵動正幸 (2008).実務利用を目指すマイクロジオメカニックスに関するシンポジウム論文集, 41-46. 5)Vesic, A. S. (1973). ASCE, Vol. 99, No.SM1, pp. 45-7328
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  • タイトル
  • 鉄道バラスト軌道の沈下速度に対するまくらぎ幅の影響に関するDEMによる検討
  • 著者
  • 河野昭子・名村 明
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 29〜30
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58527
  • 内容
  • 15E - 08第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月鉄道バラスト軌道の沈下速度に対するまくらぎ幅の影響に関するDEMによる検討個別要素法 鉄道バラスト軌道 沈下速度(財)鉄道総合技術研究所 国際会員 ○ 河野 昭子1.はじめに表1 DEM パラメータ鉄道線路の一種であるバラスト軌道は、建設費が安価であり、粒子間 k n (法線) 4.18×108ばね係数k s (接線) 1.01×108N/mかつ様々な機能を果たすというメリットがある一方、まくらぎから伝わる繰返し列車通過荷重による道床バラスト層の沈下は免れず、保守上の負担となっている。これに対して、1990 年代よ減衰定数り、保守の軽減を目的とした‘省力化軌道’*1) の提案が多方面で行われてきたが、それらの工法における基本概念は、大別して①摩擦係数まくらぎ幅の拡大、②まくらぎ下面の弾性化、③バラスト粒子の粒子密度固化、の3点となっている。本研究では、特に①のまくらぎ幅のC n (法線)0.21C s (接線)0.2112600kg/m3図1 バラスト要素の例拡大の効果に着目し、バラストの離散体モデル(DEM)を用い1002.シミュレーションの概要2-1 バラスト粒子のモデル化本研究のDEMシミュレーションでは、円集合体DEM解析ソ通過率(%)たシミュレーションを行ったので紹介する。フト「PFC-2D」(Itasca 社)を用いた。実バラスト粒径分布7550DEM バラスト要素25053.0  19.0 26.5 37.5ふるい目寸法(mm)各バラスト要素は、実バラストの写真から得られた輪郭データをもとに、円 10 個で表現することとした(図 1)。また、バラス63.0図2 実バラストの粒径分布範囲ト要素の粒度分布は、図2に示すように、実バラストの規格内に収まるように調整した。2-2 まくらぎを想定した載荷板のモデル化まくらぎに該当する載荷板は、一般的に用いられている PC3号まくらぎの底面の幅 240mm と、省力化軌道の一種である E型舗装軌道で採用されている幅 733mmを参考にし、①120mm、120 mm240 mm480 mm720 mm②240mm、③480mm、④720mm の 4 通りとした。なお PFC-2D では、載荷板も円の集合体でモデル化するが、上記4通りのモデルで、バラスト要素との接触条件の差異が大き図3 載荷板のモデル化くならないよう、図3の通りにモデル化した。2-3 バラスト軌道(2次元縦断面)のモデル化バラスト軌道の全体モデルを図4に示す。これは、実際のバラばね係数kn, ks は、式(1) に道床バラスト層のP波速度VpとS波速度Vsの測定値を代入して求めた値とした。スト軌道の縦断面を参考とし、層の厚さは 250mm としたが、kn =モデルの幅は実際のまくらぎ間隔より大きめとし、まくらぎ中心112π ρ V p 2 k s = π ρ Vs44、・・・ (1)から左右1mずつとした。なお、実際の軌道では、まくらぎ間に減衰係数についてPFC2Dでは、要素に働く合力Fに比例したもバラスト粒子を敷き込むが、本モデルでは、極力要素数を減らLocal減衰と要素の接触点に作用する粘性減衰の2タイプがあるすため(計算速度向上のため)、この部分は割愛した。が、ここではLocal減衰は0とし、粘性減衰を 0.21*2) とした。粒2-4 入力パラメータ子間の摩擦係数は既往研究*3) を参考にして 1.0 とし、粒子の密度本研究で用いたDEMパラメータを表1に示す。要素間の接触ρは、実測値より 2600kg/m3とした。表2 荷重条件250 mm2000 mm図4 シミュレーションモデル全体まくらぎ幅最大荷重kN最小荷重kN120mm240mm480mm720mm50.450.851.652.40.40.81.62.4DEM simulation about Sleeper Size Effect on Gradient of Residual Settlement of Railway Ballasted TrackAkiko KONO (Railway Technical Research Institute)29 2-5 荷重条件0載荷板に作用させる繰返し荷重は、荷重振幅 50kN、荷重周波なるため、それぞれ、表2に示す最小荷重と最大荷重を設定した。3.シミュレーション結果-40沈下量 mm数 10Hz の正弦波とした。ここで、載荷板の自重は各モデルで異幅720mm幅240mm-1203-1 まくらぎ要素の沈下幅120mm-160シミュレーション結果より、載荷板の初期位置と各最小荷重時0の位置の差、つまり載荷板部の沈下量を図 5 に示す。 図より、5幅 480mm と幅 720mm の沈下傾向は、若干 480mm の方が大載荷 12 回目以降の沈下進みた大きく、また幅 120mm では載荷8次に、各載荷板の自重を除いた荷重振幅を各載荷板の面積(奥弾性係数 MN/m2103-2 まくらぎ要素下の弾性係数の変化行1m)で除した値を、各載荷時の変位振幅で除したものを、各0.30720mmでは大きな変動はなく、平均値はそれぞれ、0.25回終了時の間のバラスト要素の挙動を示す。これより、幅 120mm、240mm では、載荷板周辺で著しい粒子の移動が見られるのに対し、幅 480mm の場合は、全体的に粒子が均等に移動している。ただし、幅720mm30幅120mm42幅720mm幅480mm51015載荷回数202530図6 各載荷時の弾性係数が、両者とも変動が激しい。一方で、幅 480mmと図7に、各載荷板の設置時(自重のみ)と載荷 30256次に幅 240mmの平均値が 5.13MN/m2となっている3-3 バラスト粒子の挙動20幅240mm0この場合、幅 120mmの平均値が 5.75MN/m2で最も大きく、大きい値となっている。15載荷回数0載荷時の載荷板下の弾性係数として、図6にプロットした。4.01MN/m2 、2.71MN/m2であり、幅 480mmの方が10図5 最小荷重時の変位きい程度で、ほぼ同様となっているのに対し、幅 240mm では3 回目で約 60mm もの急激な沈下が生じている。幅480mm-800.200.150.100.050.000.00.51.0(1) 幅 120mm1.52.00.300.250.200.150.10になると、再び載荷板の左右で、局所的な粒子の移動0.05が見られる。0.000.04.おわりに0.300.51.01.52.01.52.01.52.0(2) 幅 240mm0.25繰返し荷重下の粒子の沈下について、載荷板の幅に着目した DEM シミュレーションを行った結果、以下の傾向が得られた。(1) 載荷板の幅に関わらず、同じ荷重振幅の繰返し載0.200.150.100.050.000.00.5さいが、幅 480mm と 720mm では差は小さかった。0.300.25(2) 載荷板の幅を考慮し、各載荷時の載荷板下の弾性0.20係数を算出したところ、載荷 30 回の平均値は、幅が0.15狭い方が大きくなった。ただし、幅 120mm、240mm0.10の場合は変動が激しく、著しく小さくなることもある。(3) 繰返し載荷前後の粒子の挙動は、幅 120mm と1.0(3) 幅 480mm荷を行った場合、載荷板の幅が広い方が沈下進みは小0.050.000.0240mm では、載荷板周辺で著しい局所的な移動が、また幅 720mm でも若干の局所的な移動が見られるが、幅 480mm の場合は、局所的な移動はほとんど見られない。今後は、今回のモデルと同じ要素で、粒子配列の異なるケースでシミュレーションを行い、同様の傾向が見られるか確認したい。参考文献1) 堀池高広 :「軌道を較正する材料と構造」」 省力化軌道その4 ,0.51.0(4) 幅 720mm図7 載荷板設置時と載荷 30 回後の間の粒子の移動日本鉄道施設協会誌,vol45,No12, pp980-983, 2007 年 12 月2) Itasca 社 : PFC2D ver3.1 manual ’Theory and Background’,pp1_193) 福田和彰、松島亘志、山田恭央 : イメージベース DEM による砕石の一面せん断試験シミュレーション,「実務利用を目指すマイクロジオメカニクス」に関するシンポジウム 発表論文集,pp7-10,2008 年 11 月30
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  • タイトル
  • Skin friction of taper-shaped piles in sands
  • 著者
  • Suman Manandhar・Noriyuki Yasufuku・Kiyoshi Omine・Taizo Kobayashi
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 31〜32
  • 発行
  • 2009/07/15
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  • 58528
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  • 16E - 04第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月Skin friction of taper-shaped piles in sandsSuman Manandhar, Noriyuki Yasufuku, Kiyoshi Omine and Taizo KobayashiDepartment of Civil and Structural Engineering, Kyushu University, Fukuoka, Japan1Figure 1 represents with increasing the angle of tapering theload at tip were gradually increased in a considerable amountat high normalized settlement ratio (S/D) with somescattering; where, S is the penetration depth and D is the piletip diameter. Figure 2 shows load governed at the pile headof straight pile received high load initially with compared totapered-shaped piles. With increasing penetration depth,high load was transferred to tapered piles. In Figure 3, thetapering effects were become higher than straight piles forboth sands as the penetration depth increased.INTRODUCTIONThe tapered-shaped piles have substantial advantage overstraight pile with reference to bearing capacity and skinfriction in the downward frictional mode. Based on theprevious research references it makes keen interest onresearch of different piles from straight to tapered ones withespecial attention to effects of skin friction and normalizedunit skin friction. The main objective of this paper is toevaluate the skin friction and normalized unit skin friction ofinstalling cast-in-place piles of different types on a definedmodel ground.23.1 Normalized skin frictionTapered-shaped piles have different radii at the pile head, soaverage area was considered to see the effects of normalizedunit skin friction. The surface area affects the unit skinfriction (fs) during penetrating piles such that:METHODS AND PROCEDURESSilica sands, K-7 sand and Toyoura sand (TO) were used toperform pile load test at different settling environment(Table 1).  K-7 and TO sands were tested under relative densities of60 % and 80 % at 50 kPa. The peak friction angles of K-7and TO sands were 46.65° and 42.36°, and critical statefriction angles were 40.79° and 36.90° respectively. Thechromium plated steel model piles with equal lengths of 500mm and same tip diameters of 25 mm were used for pilepenetration. Three different types of piles, one straight (S)and two tapered-shaped (T1 and T2) were used to performtest. The tapering angle of T1 and T2 piles were 2.5 % and5.0 %. Dry sand was fallen freely through sieve with anaverage nozzle area of 493 mm2 on determined height (K-7:1400 mm and TO: 700 mm) to the pile chamber having 750mm diameter. Soil was filled nearly 710 mm from thebottom of the chamber. Then, pile was set up at the centre ofthe chamber. From the center of the pile 4 earth pressuresensors were set up at intervals of 30 mm, 90 mm, 150 mm,and 210 mm respectively. Further, soil was poured up to 930mm in the chamber and pneumatic air pressure of 50 kPawas furnished as the overburden pressure (σv) for drivingpile to the depth of 100 mm at the constant rate of 5 mm perminute.3  π′   (2)and′ (3)Where, D’ is the average diameter of pile head (D) and piletip (d), L0 is the effective length of pile and ∆S is theincremental depth of pile penetration measured in metricsystem. In Figure 4, the normalized skin frictions weregradually increased with increasing penetration depths intapered piles. Further, Figure 5 shows the ratios of distancefrom center of pile to the earth pressure to radius of pile tipdiameter against earth pressure ∆σ’N and indicates the lateralstresses near the pile have greater influence. Ratios ofnormalized skin frictions of tapered-shaped and straight piles(fsT/fsS) along with their degree of tapering angle in Figure 6showed the wedging effects.3.2 Normalized skin friction at depthSkin friction of a pile is the sum of pile to soil cohesion andfriction components such that:      ! "(4) "Whereandare adhesion and friction parametersbetween pile and soil, and  is the horizontal effectivestress acting on the pile. The settlement criterion for thedrifting of the maximum fs is exceeded such that:EXPERIMENTAL RESULTSThe model pile load test measured load at pile tip (Pb), loadat pile head (Pt) and lateral earth pressure (∆σ’N) directly inkN. The difference of load at pile head and pile tip gives theskin friction (F) around the pile such that:       #(1)31and "  "$%(5) Table 1. Index properties of sandsSampleρs(g/cm3)ρmax(g/cm3)ρmin(g/cm3)ρ80(g/cm3)ρ60(g/cm3)emaxemine80e60D10(mm)D50(mm)UcU'cFc%K-72.6221.5971.191.5161.4311.2020.6410.7280.8310.0500.184.01.2114TO2.651.641.341.581.520.980.620.680.740.20.261.40.8641.1ρs: density of particles, ρmax: maximum density, ρmin: minimum density, ρ80: density at Dr 80 %, ρ60: density at Dr 60 %, emax: maximum void ratio, emin: minimumvoid ratio, e80: void ratio at Dr 80 %, e60: void ratio at Dr 60 %, D10: effective grain size, D50: mean grain size, Uc: uniformity coefficient, U'c: coefficient of curvature,Fc: percent fines2.53.00.003.5SK-7 sandDr = 60 %T1σv = 50 kPa0.51.0Pb (kN)1.5 2.0ST11S/D122.53.03.50010201σv = 50 kPa700fs calculated σv = 50 kPaφ'cv= 40.792010fs (kPa)30 40 50206070Toyoura sandfs calculated Dr = 80 %10K0 = 0.35233T2T2σv = 50 kPaφ'cv= 36.90K0 = 0.402Figure 1. Load at pile tip (a) K-7 sand and (b) Toyoura sandS/D = 4.030ST1T220T234034(a)4(b)0(a)1.50.002.0K-7 sandDr = 60 %11S/Dσv = 50 kPa20.5F (kN)1.01.5Toyoura sandDr = 80 %2.0σv = 50 kPa1.523ST1(b)(a)Г   '  ()! "$% 510r/rn1520Toyoura sand2.0S/D = 1.01.01.5S/D = 0.51.0S/D = 0.2S/D = 0.10.5S/D = 0.1S/D = 2.0S/D = 1.0S/D = 0.22.55.0Degree of Tapering (%)0.00.0(b)2.5Degree of Tapering (%)5.0depth, wedging effects introduce easily and load transferredby tapered piles gradually increases with some scatters.Results confirm the skin friction and unit skin friction oftapered-shaped pile are greater than that of straight pile.Increasing the angle of tapering skin friction also increasesand hence increasing normalized unit friction, wedgingeffects can be clearly seen however tapered-shaped werenormalized to straight piles. Moreover, the ratios ofnormalized unit friction of tapered-shaped to straight pileswith respect to degree of tapering, higher tapering angleshows the remarkable wedging effects. Further, lateralstresses are increased with increase in pile expansion.Hence, it is clearly seen that the skin friction of taperedpile can be improved with increasing tapering angles.(6)Where, K is the coefficient of horizontal effective stress. Forsimplicity, modifying Equation (4) with aid to Equation (5),it can be represented as:and0(b)Figure 6. Ratios of unit skin frictions of straight to tapered pilesWhere, "$% is a friction angle at the critical state,independent on density and overburden pressure and valuesof minimum strength. The horizontal effective stress depends on overburden pressure % such that:  Г  %  ! "$%020S/D = 0.5(a)Figure 3. Skin friction of piles (a) K-7 sand and (b) Toyoura sand  Г%15S/D = 2.00.00.04410r/rnK-7 sand0.5T2S T152.52.52.0T23ST1T220Figure 5. Lateral stress at 100 mm pile penetrationfsT/fsS0.530100Figure 2. Load at pile head (a) K-7 sand and (b) Toyoura sand0.004010T1Toyoura sandDr = 80 %σv = 50 kPaS/D = 4.050∆σ'N (kPa)260K-7 sandDr = 60 %σv = 50 kPa50∆σ'N (kPa)S/DS/D600.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.00SToyoura sandDr = 80 %T11σv = 50 kPaT2F (kN)1.0(b)Figure 4. Unit normalized skin friction with calculated linePt (kN)Pt (kN)0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.00K-7 sandDr = 60 %1σv = 50 kPaS2T1S4(a)(b)T23S T1444(a)S/D60K-7 sandDr = 60 %Toyoura sandDr = 80 %T23(7)Where Г  is coefficient of horizontal effective stress at rest.The calculated the normalized skin frictions of K-7 and TOsands of straight pile were 14.96 kPa and 15 kPa (Figure 6).4fs (kPa)30 40 50fsT/fsSS/DPb (kN)1.5 2.01.0S/D0.5S/D0.005CONCLUSIONSACKNOWLEDGMENTSThe authors are pleased to Mr M. Nakashima, Mr Y.Fujiwara and Mr Y. Ishikawa for help during experiment.Straight pile shows high load by pile tip and head close tonormalized settlement ratio, with increasing the penetration32
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  • 都市河川堀川におけるヘドロの汚れと土粒子-間隙水の構造化の関係
  • 著者
  • 星 博之・久米啓介・前田健一・足立和夫・糸賀裕美・中野万敬
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 33〜34
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58529
  • 内容
  • 17D - 03第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月都市河川堀川におけるヘドロの汚れと土粒子-間隙水の構造化の関係ヘドロ,堆積,ゲル名古屋市役所(元名古屋工業大学大学院)正会員○星博之応用地質株式会社正会員久米啓介名古屋工業大学国際会員前田健一ソイルアンドロックエンジニアリング株式会社正会員足立和夫ソイルアンドロックエンジニアリング株式会社糸賀裕美名古屋市工業研究所中野万敬1.はじめに3. 調査および試験結果名古屋市の南北縦断方向に流れ、古くは街の発展を支えた存堀川におけるヘドロ堆積状況は、事前の数 km の全域に渡る在である堀川は、水質悪化などの環境問題を抱えている。さま調査によると流れの穏やかな澱みや流路が拡幅している地点でざまな浄化活動があるものの科学的な調査に基づく調査結果が多量のヘドロ堆積が確認できた。また、土質試験によって堆積乏しいこともあり、有効な施策が見出せていない。特に堆積ヘヘドロは有機質含有量によってその性質が大きく異なることかドロ(2m 程度)は、水質にも大きな影響を及ぼし悪臭を放つら、図-1 のように、有機質の多いヘドロを有機質ヘドロと砂など環境悪化の主要原因であるが、不明瞭な点が多い。周辺環分の多いヘドロを砂質系ヘドロとに分類した。本報告では、代境としては次のような特徴をもつ。表的な 2 地点である、朝日橋船着場(砂質系ヘドロ:液性限界(1)自己流としての水源がなく、合流式下水道の下水が流水の95%,強熱減量 11%)と松重閘門(有機質ヘドロ:液性限界大半を占め、有機物が流入する。(2)感潮都市河川として塩水の影響を受けるともに潮位によって流下・溯上を繰り返し、停留域も存在する。46-51%,強熱減量 8-12%)の結果について報告する。図-2 に松重閘門(有機質ヘドロ)の SEM 写真を示す。規則的組織から藻類が存在しうることが分かる。そこで、本論文ではヘドロ堆積状態と力学特性、沈降・堆積特2. 実施した原位置調査および室内試験実施した調査、室内試験は以下の通りである。(1)原位置調査: 層構造、強度分布、密度分布簡易貫入試験、レッド投錘試験、魚群探知機二重式ポータブルコーン試験、RI コーン試験100液性限界wL(%)性把握のために調査・試験を実施した結果を報告する。8060液性限界試験,強熱減量試験,標準圧密試験(3)フロー試験,粘性係数測定砂質系ヘドロ40200(2)室内土質試験(サンプリング試料): 分類と力学特性有機質ヘドロ51015強熱減量(%)松重閘門  (ゲル化ヘドロ)堀川・新堀川合流点  (ゲル化ヘドロ)納屋橋  (有機質ヘドロ)北清水2006朝日北  (砂質系ヘドロ)朝日南  (砂質系ヘドロ)城北橋幅下橋景雲橋古渡橋20図-1 堀川のヘドロの液性限界と強熱減量による分類フロー試験,回転粘土計測定,シキソトロピー特性計測(4)物質分析SEM 撮影、IR スペクトル分析(5)沈降,堆積試験簡易沈降・堆積試験レッド投錘試験(接地圧 10.69kN/m2)は底泥調査では広く用いられている方法で、結び着けたロープで錘を降ろし、手の感触で抵抗を感じる深度、錘が自然に降下を停止する深度、その後錘を上下に振動させて沈下が停止したときの深度の3つの特図-2 松重閘門(有機質ヘドロ)の SEM3.1 原位置調査結果および考察徴的な深度を測定した。レッド投錘による最初の深度は群探査波反射深度(50Hz, 200Hz)と一致することがわかった。図-3 に、朝日橋(有機質が少ない砂質ヘドロ)と松重閘門(有機質が多い有機質ヘドロ)における RI コーンの調査結果また、RI(ラジオアイソトープ)コーンとは,ソイルアンドを先端抵抗 q t と間隙比 e の深度部分で比較して示す(図中のロックエンジニアリング株式会社が開発したコーン貫入試験機破線は水深に伴う静水圧分布)。先端抵抗は深度 2.5m 辺りでで、広く使われている三成分コーンの機能に加え地盤の密度と急激に強度を発揮するとともに、間隙比 e も急激に低下し、ほ水分量を連続的に測定可能であり、迅速かつ簡便に地盤の力学ぼ一定値となる。これは、泥水から土への変化過程にあるとい特性と物理特性の両面からの調査が可能である。える。ヘドロ層は一様な堆積ではなく徐々に圧密されながら密Pollution and soil particle-pore water structure of colloidal sedimentin urban river “Horikawa”Hiroyuki HOSHI(Nagoya City Office), Kenichi MAEDA(NagoyaInstitute of Technology), Keisuke KUME(OYO, Co.), KazuoADACHI, Hiromi ITOGA(SRE Inc), Kazunori NAKANO(NagoyaMunicipal Industrial Research Institute)33 度を増している。一方、松重閘門でも深度 1.4m~1.5m 付近まほぼ自立しフロー値も 150mm と小さいものであった。また、では朝日橋船着場と同様に間隙比が急激な低下し、その後緩や撹拌によって人工的撹乱した場合にはフロー値は大きくなった。かに変化していることから泥水から土に変化しているといえる。しかし、1から 4 週間と静かに放置させるとフロー値は不撹乱しかし、先端抵抗が深度 2.8m 地点に達すると間隙比が 15 程状態の値まで回復し、チキソトロピー性を示しゲル状物質に特度と非常に高いが、急激に強度が高くなっており、沈降圧密過有の挙動を有することが分かった。程に則した層の挙動とは明らかに異なる。この状態は通常の地250盤では土粒子骨格を保持できる状態にはないために、土とは別フロー値(mm)の捉え方、例えばゲル化層として考える方が妥当であることが推測された。ゲルとは化学合成によって分子が網目構造を構成し,その内部に大量の水分を保持する機能を持つものである。00降伏応力の回復2001501001001深度(m)1深度(m)不攪乱(全試料)攪乱(全試料)松重 不攪乱試料松重 攪乱試料不攪乱状態攪乱状態1week2week3week4week松重閘門ヘドロ朝日橋船着場ヘドロ松重閘門ヘドロ朝日橋船着場ヘドロ2撹乱による降伏応力の低下200300含水比(%)図-5 フロー値とチキソトロピー:松重閘門有機質ヘドロ2さらに、IR スペクトル分析の結果からアミド結合が検出され SEM 観察との結果も鑑みると、松重閘門の有機質ヘドロには、微生物由来のゲルが存在するのではと言える。以上のこと3301002000から、ヘドロ内の有機物がゲルを構成する物質となることで、10先端抵抗qt(kPa)203040eゲル化層は多量の水分を保持した非排水状態の土壌となり、高間隙比でも高い先端抵抗を発揮すると考えられる。図-6 は採取したヘドロを塩水濃度が異なる水中に投入し沈(a)先端抵抗 qt図-3(b)間隙比 eRI コーン調査結果:朝日橋と松重閘門の比較3.2 室内試験結果および考察降・堆積させた後、小型のレッド錘を静かに堆積層に貫入させ自然に錘が降下を停止した初期貫入量、その後錘を上下に振動させて生じた振動後貫入量を示している。塩水濃度が高い場合図-4 に各地点から撹乱を極めて少なくサンプルした試料には凝集 4)のため早く沈降が生じ初期貫入量が低減されるが振動ついて圧密試験で得られた e-logp 曲線を示す。図には他の砂撹乱で生じる沈下量が大きく構造がこわれやすい状態にある。質系ヘドロと有機質ヘドロのデータも加えた。一般に、間隙比このことはゲル化層の挙動そのものある。つまり塩水がゲル状の高い試料ほど圧密指数 Cc が高い値を示すといわれている 1)。ヘドロ形成を助長しているといえる。砂質系ヘドロは初期間隙比も小さく圧縮性も低い。しかし、有松重 レッドい耐圧性を有している。この結果は RI コーン調査の結果と対10.5貫入量(㎜)応する。ここで、有機質ヘドロ試料を攪拌し十分に攪乱した試料として圧密すると高い耐圧密性は失われ大きな沈下挙動を示した。有機質ヘドロは通常の地盤材料と異なっており、ヘドロ[ 有機質へドロ ](攪乱が極めて少ない)  松重閘門 他の地点(合流点) (十分に攪乱した)  松重閘門  他の地点(合流点)6.0間隙比, e5.04.0[ 砂質系へドロ ]  朝日橋船着場(北) 朝日橋船着場(南) 3.0塩分0%塩分10%図-6 塩水中の沈降・堆積層の貫入特性:松重有機質ヘドロ4. おわりにヘドロ形成時に汚れの原因である有機物の影響でゲル化層がているようである。さらに、ゲル化層は自然状態では圧密しな1101002載荷重, p' (kN/m )100010000図-4 ヘドロの圧密試験結果:攪乱有無の比較つぎに、フロー試験の結果について示す。フロー値が大きいと物質をビンガム流体近似したときの降伏値が高いことを意味2), 3)塩分3%形成される。また、塩分は凝集・沈降するもののゲル化を促し1.0する9.58.52.000.1109内の有機物の水分保持性能が大きく影響していると考えられる。7.0初期振動後11機質ヘドロは初期間隙比が高いが、圧密量は非常に小さく、高。フローコーン内に有機質ヘドロ試料(含水比約100%)を詰め、コーンを取り除いたところ図-5 の写真ようにいために土に成ることを妨げられ浮遊し、河川を汚すことになる。この汚れのスパイラル現象をミクロ-マクロ視点からとらえより深く解明することは効率的浄化の模索に繋がると考える。参考文献: 1)山口柏樹:土質力学, 技報堂出版, 1969、2)小野幹夫・中野晋:土木学会年次学術講演会概要集第 2 部,46 巻,1991、3)湯浅幸久、村田和美他: 三重県工業技術総合研究報告 No.24,2000、4)嘉門雅史、浅川美利: 新体系土木工学16,土の力学(Ⅰ)技報堂出版,1988、5)小林、山川他: 港湾技研資料,No.680,1990.34
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  • タイトル
  • 裁判における地盤専門家の役割
  • 著者
  • 大久保拓郎
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 35〜36
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58530
  • 内容
  • 18A - 01第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月裁判における地盤専門家の役割土地保全・裁判・豪雨                       ○株式会社環境地質 正会員 大久保 拓郎1.はじめに裁判は社会紛争の解決手段の一つであり、基本的に人と人、あるいは法人や行政との意見や利害の対立を解決する手段である。しかし、紛争の前提となる事実の認識が裁判の当事者同士で異なっていたり、または現象が理解されていないといったケースも数多いと考えられる。争いの元となる現象が地盤に起因する場合には、地盤工学の専門家が意見を述べることになる。この時、裁判という場で専門家としてどのような姿勢で臨むのか、明確な指針があるわけではない。ここでは、いくつかの裁判に関わった中から 1 例を挙げて、技術者として裁判に関わる課題を抽出する。2.裁判の概要平成 5 年 7 月に西日本を中心に大雨が降り、水害、土砂災害で 5 名を超える死者が出ている。この時被害の大きかった広島県呉市内で、多数生じた崖崩れのうちの一つで崖下の被害者が崖の所有者を訴えた。筆者らは被告側の依頼で崖崩れの原因に関する意見書を作成し、結果として賠償額の大幅な減額に寄与した。崖崩れが起きたのは、昭和初期に造成された古いひな壇型の宅地である。住宅間には、造成当時に造られた高さ約 7 mの切石積擁壁があり、これが大雨によって崩壊した。この崩壊によって原告の住居は全壊したため、崖の所有者に対して原状復旧と損害賠償として約 2,500 万円を請求する訴えを起こした。写真-1 崩壊後の現場の様子裁判で争われたのは、主に崖の持ち主の管理上、瑕疵があったのかどうかという点である。3.裁判の中での役割この裁判の中での筆者らの役割は、図 -1 に示す『地盤コンサルタント』である。直接の依頼主は、原告が加入していた火災保険の保険会社である。図中の破線で示したのは、裁判で争われた損害賠償であり、原告敗訴の場合には賠償金も含めて保険金で支払われることとなる。このため地盤の専門家に依頼して、崖崩れの原因に関する原告側の意見書を作成した。原告側の意見書の提出後に、裁判所も中立的な専門家の判断を仰ぎ、第三者による意見書も作成され、裁判に提出されている。裁判所工学博士依頼意見書被告側弁護士被告原告側弁護士裁判原告保険金保険会社依頼損害賠償意見書地盤コンサルタント図-1 例とした裁判における相関図The role of the Geotecnical Engineer in a trial, Kankyo-Chishistu co.,ltd, Takurou Ohkubo35 4.原告の訴えの要旨原告の訴えの主要な部分は以下の通りである。1崩壊した箇所は昭和初期に造られた古い石積み擁壁である。2この石積み擁壁は崩壊前から2箇所で膨らみ出しが生じ、再三修理を要求したが被告は放置を続けた。3この放置された石積み擁壁が今回の降雨により緩みが進展し、崩壊に至った。4崩壊した石積み擁壁は被告の土地の工作物であるから、その工作物の設置保全上の瑕疵責任が被告にあった。5.提出した意見書の要旨筆者らが提出した意見書の要旨は以下の通りである。1崩壊箇所は昭和初期に作られた石積工で、老朽化が進んでいる。2崩壊箇所周辺の石積工は、崩壊箇所と同様に緩みのあるものが多いほか、地表排水溝の不備も多い。崩壊石積工だけに緩みがあったわけではない。3崩壊地盤はマサ上の盛土部分の崩壊で、呉市街地での典型的な崖くずれの地盤で、その原因は連続雨量 256.5mm の豪雨による、地下水の上昇と敷地外を含む周辺表流水の集中である。4石積擁壁の保全瑕疵責任を超える自然災害で、周辺道路の排水溝からも表流水が流入しており、本地域のような水を集めやすい地盤地形、地盤条件の場所では個人の瑕疵責任をとえない。図-2 意見書に添付した平面図6.判決1 年におよぶ裁判の結果、被告である崖上の宅地の崩壊原因は、被告の管理の不備だけでなく、地盤特性、突出した降雨量などから人的に止められない自然災害である点と、公道からの地表水の流入も崩壊の一因として考えられることから、被告の賠償金額はかなりの減額(原告請求の約95%減の5%)となり、事実上被告の勝利で結審した。7.勝利の要因と課題提出した意見書は、実質的な被告の勝訴となった要因の一つとなった。敗訴した別の案件の経験などと対比してこの意見書の最大の特徴は、専門的な部分はほぼ定性的な内容とし、定量的な内容は雨量や被災箇所数など、広く社会が認知しているデータにとどめた点である。裁判では地盤特性や降雨特性よりも、むしろ突出して多い被災箇所数などが評価されたようである。この意見書の内容は、斜面防災に関わったことのある人間には常識の範囲であり、決して突出した技術力が必要な内容ではない。雨量や被災箇所数などのデータは、弁護士や保険会社などでも入手可能なデータである。しかし、こういったデータを並べて、この現象が異常であると主張が出来るのは、地盤や防災の技術者である。一方で、この裁判に限らず課題となるのは、一般住人との接点の少なさである。今回のケースでは保険会社という窓口を通じて被告の手助けが出来たが、被告はそもそも地盤の専門家が存在することも知らなかったそうである。必ずしも裁判という場でなくとも、我々のような専門家が一般社会に貢献できる場は存在する。逆に、一般の住人が我々を必要とする時は、トラブルや災害など危機的な状況であることも多い。そのようなときに住人が専門家にアクセスする窓口が必要である。参考文献;稲垣 秀輝・大久保 拓郎; 呉市内宅地盛土の崩壊事例と訴訟対応, 京大防災研一般共同研究- 都市域における宅地盛土斜面の地震災害予測研究発表会資料 ,pp5-6,2002稲垣 秀輝・大久保 拓郎; 呉市街地の斜面崩壊と訴訟対応 , 日本地すべり学会誌36,vol.40,No.5,pp74-77,2004
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  • タイトル
  • 試料採取法と非排水強度の信頼度と最適盛土設計
  • 著者
  • 正垣孝晴・熊谷尚久
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 37〜38
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58531
  • 内容
  • 19第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月D - 05試料採取法・非排水強度の信頼度と最適盛土設計試料採取法非排水強度最適盛土設計防衛大学校正垣孝晴・熊谷尚久東京電力㈱高橋章1. はじめに短期安定問題に用いる粘性土地盤の強度として, 我が国では一軸圧縮強さquの 1/2 が多用されている。これは, 一軸圧縮試験(UCT)が比較的簡単かつ安価な試験であり, qu/2 の平均値を用いて安定解析を行うと, 実際の破壊現象を良く説明できるため1),2)と言われている。そして,調査・試験・設計計算式・施工法に含まれる正負の誤差が, 設計安全率に対して程良い調和を保っているため1),2)である。しかし, これらの検討が行われたのは今から 30 年以上も前のことであり, 調査・試験・設計計算式・施工法のそれぞれの分野の技術の進展を考慮すると, これら設計法の調和が保証され, 設計結果の合理性が説明できる担保は貧しい。本稿では, 粘性土地盤上の盛土を対象にして, 試料採取法と非排水強度の信頼度が建設中の盛土の破壊事例と原位置試験から得た各種試験を通して検討される。そして, 最適盛土設計法が新しく提案され, その妥当性が建設中の道路盛土の破壊事例から検討される。2. 調査地,地盤概要,室内試験法(社)地盤工学会「地盤調査・試験法の小型・高精度化に関する研究委員会」3)の活動の一環として, 茨城県下の水田地帯で一斉サンプリング調査が行われた。試料採取は 45-mm, 50-mmとCone, 75-mmサンプラーが使われた。図-1 は地盤概要と盛土の状態を示している。表層から耕作土,沖積粘土(C1),有機質土(O),沖積粘土(C2),砂層からなり,高さ 4.5mの道路用盛土が施工された。施工中に盛土法尻から 10m程度の盛り上がりと盛土天端にクラックが発生した。室内試験は, サクション測定を伴うUCT4)と原位置強度の推定のためにK0圧密三軸圧縮試験CK0UCと段階載荷の圧密試験ILを実施した。UCTとCK0UCの供試体寸法は直径d15mmと高さh35mm,ILはd30mm,h10mmである。K0圧密は,h35mmに対して 0.005%/minの軸ひずみ速度εcで圧縮し側方向応力σ’rを増減させた。せん断時のひずみ速度εsは 0.05%/minである。3.試料採取法と非排水強度の信頼度図-2 は CPT と UCT から得た土性図を示している。45-mm, 50-mm と Cone, 75-mm サンプラーによって記号を変えてプロットしている。4 種類のサンプラーから得た確率Pf と 供 試 体数nの 関 係 を図 -3 に示 す。45-mmと 50-mm/coneサンプラーのPf は, 同じn下の 75-mmのそれより小さい。Pf≦15%となるnCrackCrackしたように, 実際の破壊の現状は大変形を伴う1 : 1.8EmbankmentEmbankment (E)UrayasHeavingHeavingOrganicOrganic( (O)O)Depth, z (m)510てもPf<100%の結果である。しかし, 図-1 で示qu /2(Isotropic)/2(Isopropicu(I)qqu/2Sand matCultivationClay (C1)は, 45-mm, 50-mm/coneと 75-mmでそれぞれ 6,7と 29 である。図-3 は, どのサンプラーを用いqu(I)q/2u(I(IASIA)) /2TrafficloadTrafficloadTrafficloadTraffic road (9.8kPa)Height, h (m)5 (m)0原位置非排水強度5)qu(I)/2 を用いて計算した破壊Clay (C2)Sand破壊ではなく,盛土天端のクラックと, 盛土法尻から約 10mの間に見られた隆起であった。図図-1 地盤概要と最小安全率(Fs(min))を与える円弧-3 の結果は, 実際の破壊状況と整合していると考えられる。45Depth, z(-m)67891075-mm45-mm50mm/coner r r rr r r rr r rr r rOrganic(O)r r r rr r r rr r rr r r------------------------------------Clay(C2)-------------------------------------0250 500 02qt(kN/m )400wn (%)11.530ρt(g/c m )図-260qu (kPa)010εf (%)01E50 (MPa)22土性図(O と C2 層)Reliability of undrained shear strength and a optimum embankment design method,Shogaki, T. and Kumagai, N. (National Defense Academy), Takahashi, A. (Tokyo Electric Power Company Inc.)374S0 (kPa)6 図-4は,コーン指数Nktを10としてコーンの先端抵抗qtより推土破壊時の総費用Ct とn の関係を示している。qt は1cm 毎にデータが取得できるので,n は容易に得られるが,n の増加に伴いCt が低下しない。これは,Nkt=10から得たcuが実盛土の破壊を説明する非排水強度と大きく異なり, 小さいからである。さらに,qu も非排水強度が滑動力より小さいため, Ct が最小となるn は223と現実的でない。しかし,qu(I)を用いた場合は,n の増加に伴100Probability of failure, Pf (%)定した非排水強度cu(CPT) に加え,45-mm のqu,qu(I)から計算した盛75-mm45-mmCone. 50-mm80qu(I) /2604075-mmCone, 50-mm2045-mm00うCt の低下が著しい。すなわち,非排水強度にqu(I)を用いるとコ1020 30 40 50 60Number of specimen, nスト削減の効果が大きいことがわかる。このことは,Pfを検討する際に所要の安全率を見込めば,非排水強度の性能規定化が定量図-37080破壊確率と供試体数の関係的に可能となることを意味する。とnの関係を図-5に示す。同じn下で qu(I)のPfよりもqu(I)のPcは大きい。これは, Pcの考慮により, 設計値の信頼度が向上することを意味する。一方, qu/2のPcはn<80の領域で92~94%の範囲にあり,qu(I)/2のPcはqu(I)がquよりも大きいことに起因して, qu/2のPcよりも小さい。したがって,qu(I)は, 消費者危険率を小さくする。45-mmサンプラーから得たqu(I)を用いて計算したCt とnの関係を図-6に示す。Pcを考慮しない(実線)Ctは, nの増加とともに急激1400Total cost, Ct ( K yen/m )45-mmサンプラーから得たqu, qu(I)を用いたPf,消費者危険6)Pc( 45-mm sampler)130012001100cu(CPT)1000qu/2 (Ct(min) =1044, n=223)900qu(I) /2800700cu(I)600に減少する。そして, Ctはn=27で最小値(Ct(min))となる。一方, Pf5000とPcの両者を考慮する(破線)と,Ct(min)を与えるn は考慮しない場10: Ct(min)20304050607080Number of specimen, n合の27 から75 に増加し,Ct も730→750(千円/m)と大きくなる。図-4すなわち,Pcを考慮しないとこの増加分,危険側の設計を行うこ総費用と供試体数の関係とになる。以上の考察を踏まえ。試料採取法(45-mmサンプラー),非排定解析法6) ,消費者危険率を用いた最適盛土設計法は,実際の破壊現象や設計結果の合理性が説明出来ることが分かる。4. おわりに5)正垣の方法 により推定したqu(I)を地盤の持つ非排水強度の採用値とした上でPcを設計に用いれば, 盛土の所有者・使用者に対する信頼度と経済性を十分に確保した設計が可能となる。参考文献1) Nakase,A.(1967):Theφu=0analysisofstability10090Probability of failure, Pf (%)Consumer's risk, Pc (%)水強度(qu(I)),非排水強度異方性の測定とそれを用いた斜面安8070(45-mm sampler)Pf of qu/2Pc of qu/26050403020Pf of qu(I) /210and00unconfined compression strength, Soils and Foundations, Vol.7,20Pc of qu(I) /2406080100Number of specimen, nNo.2, pp.35-50.Matsuo, M. and Asaoka, A. (1976): A statistical study on aconventional safety factor method, soils and Foundations,Vol.16, No.1, pp.75-90.3)(社)地盤工学会(2006), 地盤調査・試験法の小型高精度化と設計への適用, 地盤工学会誌, Vol.54, No.8, pp.1-31.4)(社)地盤工学会(2006),サクション測定を伴う小型一軸試験マニュアル,最近の地盤調査・試験法と設計・施工への適用に関するシンポジューム論文集,付,1-14.5)Shogaki, T. (2006): An improved method for estimating in-situundrained shear strength of natural deposits, Soils andFoundations, Vol. 46, No.2, pp. 1-13.6)Shogaki, T. and Kumagai, N. (2008): A slope stability analysis図-5破壊確率,消費者危険率と供試体数の関係1000Total cost, Ct ( K yen/m )2)9008507507006506000: Ct(min)Pc is not considered20406080Number of specimen, n図-638Pf and Pc are considered800considering undrained strength anisotropy of natural claydeposits, Soils and Foundations, Vol.48, No.6, pp.805-819.qu(I)/2 (45-mm sampler)950総費用と供試体数の関係100
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  • タイトル
  • 既設アースダム堤体の安定性に及ぼす強度異方性の影響
  • 著者
  • 諏訪靖二・正垣孝晴
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 39〜40
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58532
  • 内容
  • 20第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月D - 05既設アースダム堤体の安定性に及ぼす非排水強度異方性の影響関東ローム強度異方性アースダム防衛大学校正垣孝晴・熊谷尚久諏訪技術士事務所諏訪靖二興亜開発㈱山田辰也東京電力㈱高橋章1. はじめに我が国には,古来から農業や発電用に多くのアースダムが築造されてきたが,それらの安定性を検討するための地盤情報を有するダムは極めて少ない。緊縮財政下で大規模地震荷重に対する既設アースダム堤体の安全性の照査,その透明性や説明責任が問われている。安全で経済的・合理的な建設構造物を構築・維持管理するため,省力化・低コスト化に直結する高精度の地盤調査・試験技術や評価技術が提案されている1)。著者ら2)は,関東ロームを用いて約 80 年前に築造されたアースダム堤体のレベル 1 地震動を想定した性能評価を行った。本稿では,このダム堤体からブロックサンプリングした不撹乱試料(Dam ローム)から非排水強度異方性が測定され,その異方性を考慮した斜面安定解析からダムの安定性が検討される。2. 関東ロームの非排水強度異方性の測定Dam ロームに対し,鉛直方向からの供試体の切り出し角度 β が 0°,30°, 60°と 90°で作成した供試体の応力 σ と軸ひずみ εa の関係を図−1 に示す。qu と初期の接線勾配は β が増すと減少する傾向にある。図−2 は, β=0 ゚の供試体の q u に対する各 β の供試体のそれの比( q u (β ゚)/ q u (0 ゚))と β の関係を示している。国内の 9 堆積地の沖積粘土に対し, 同様に3)の範囲をシャドーで示している。また, 防衛大学校キャンパスからブロックサンプリングした試料(NDA ローム)に加え,沖積粘土の代表的な平均的異方強度として浦安粘土の結果 3)も併せて示している。q u (β ゚)/ q u (0 ゚)は β が大きくなると低下し, β=90 ゚で概ね最小となる。Dam ロームの q u (β ゚)/ q u (0 ゚)は,Dam Block ( z=0.6m)200Stress, σ (kPa)整理した結果( 30 )15050( ) : β(°)002沖積粘土や自然堆積した関東ロームと同様に非排水強度異方性が4Axial strain, εa (%)粘土や NDA ロームのそれより幾分小さいが,80 年の経過の中で,図−16σ と εa の関係(Dam ローム)1.2影響Shogaki&Kumagai, 2008と仮定)として挙動する場合は円弧すべりによる全応力解析の検討が必要である。qu/2 の平均値を供試体の測定深度に応じて,図−32)の 3,4,5 層に入れて安定解析を行った。地震力に関しては,強震域の海溝型地震を想定して水平震度を 0.15 として,同図中に示す最小安全率の円弧を得た。この円弧に対して,図−2 に示す Dam ロームの異方強度を用いて,初期・応力誘導異方性を考慮した斜面安定3)qu(β)/qu(0°)アースダム堤体がレベル 1 地震動に対して粘性土(本稿では c 材解析(IASIA)法( 60 )1000.82∼0.89 にあり, β の増加に対して q u (β ゚)/ q u (0 ゚)の低下は浦安発現している。3. 既設アースダム堤体の性能評価に及ぼす非排水強度異方性の(0)( 90 )10.8UrayasuDam, z=0.1mNDA, z=0.1m0.6020406080100Angle of inclination to the vertical, β(°)を用いてダム堤体の安定性に及ぼす非排水強度図−2 非排水強度異方性異法性の影響を検討した。強度異方性を考慮すると安全率は 2.005全応力解析地震時最小安全率円弧(下流側)から 1.802 に低下するが,円弧の中心と半径は強度異方性を考慮しない場合と同じである。3破壊確率 Pf と供試体数 n の関係を図−4 に示す。また, Pf の計425761算で用いた n, qu/2, qu(I)/2, cu(I)の平均値と変動係数 Vcu を表−1 に示す。ここに,qu(I)/2 と cu(I)は,正垣の簡便法 4)と CK0UC で推図−3 ダム堤体と最小安全率の円弧Effct of strength isotropy on stability analysis of earth dam. Shogaki, T. and Kumagai, N. (National Defense Academy), Suwa,S(Suwa geo office), Yagmada, T. (Koa kaihatsu Co. Ltd.), Takahashi, A. (Tokyo Electric Power Company Inc.)39 120とに起因して n に関係なく破壊(Pf=100%)するが,qu(I)/2の Pf は 100%から減少して n=14 で 0.4%になる。cu(I)は試験総数が 5 と少ないことに加え,総ての強度が比較的揃って大きいことを反映して,n=14 で Pf=0.4%になる。Pf≦5%を満足する cu(I)と qu(I)/2 の n は,それぞれ 9 と 11 である。また, 図−4 には異方強度 qu/2(IASIA), qu(I)/2(IASIA),cu(I)(IASIA)を用いて得た Pf と n の関係も併せて示している。Probability of failure, Pf (%)定した原位置非排水強度である。qu/2 は強度が小さいこ異方強度を考慮すると, 各 n における Pf が僅かに増加すqu/2 (qu/2(IASIA))100qu(I)/260cu(I)(IASIA)4020 cu(I)00102030Number of specimen, nる。表−1 非排水強度の統計量2)cq u/2q u(I)/2c u(I)に従い Cf は当該ダム堤体の 30m 幅の破壊を想定して決定した。qu/2,cu(I),qu(I)/2, qu/2(IASIA), qu(I)/2(IASIA), cu(I)(IASIA)から求めた Ct と n の関係を図−5 に示す。また,等方強度の場40図−4 破壊確率と供試体数の関係盛土破壊時の修復費用 Cf を含むダム建設総費用 Ct に及ぼす強度異方性の影響を検討する。Ct の評価式は文献qu/2(qu/2(IASIA))qu(I)/2cu(I)qu(I)/2(IASIA)cu(I)(IASIA)qu(I)/2(IASIA)80ncuBor.2Vc u1919547.8127.2140.90.480.560.16Vc u : Coefficient of variation of c度が小さいことに起因して,n が増しても Ct が低下することは無く一次関数的に増加している。一方,qu(I)/2 は nが増加すると非排水強度の平均値の信頼度が向上し Ct の低下が著しい。Ct(min)の n は qu(I)/2 で 11, cu(I)で 9 であるが,試験費用の差を反映して Ct は,それぞれ 365 百万円/m と311 百万円/m となり,qu(I)/2 は cu(I)より 17%大きい。両強度の平均値は同等であるが,cu(I)の試験結果が 5 と少なく,このデータの標準偏差が幾分小さかったことが qu(I)/2 とTotal cost Ct (million yen/m)合,Ct が最小となる n,Pf を表−2 にまとめた。qu/2 は強2100: Ct(min)18001500qu/2(IASIA)1200cu(I)(IASIA)qu(I) /2(IASIA)900600 qu/230000cu(I)の n と Ct の差になっている。標準偏差に差がなけれcu(I)5qu(I) /2101520ば qu(I)は cu(I)と同じ設計結果を与えることになるが,試験Number of specimen, n費用の観点からは qu(I)が断然有利になる。また,qu/2(IASIA),図−5 総費用と供試体数の関係25表−2 最適設計結果qu(I)/2(IASIA), cu(I)(IASIA)から求めた Ct と n の関係を見ると,Pf (%)n8601002qu(I)/23654.111cu(I)3114.29qu/2, qu(I)/2, cu(I)の Ct(min)は,それぞれ 97, 41, 35 百万円/mcu増加する。すなわち,異方強度を考慮しないとこれに相qu/2当する値を過少評価することになる。4. おわりにCt(min) (million/m)練り返した関東ロームであっても,80年間の経過日数によって自然堆積した関東ロームと同等の非排水強度異方性が発現することが分った。この非排水強度異方性を用いて,初期・誘導異方性を考慮した斜面安定解析(IASIA)法3)を行うと安全率が0.2低下し,qu(I)/2の非排水強度を用いた場合,総費用も41万円/m大きくなる。すなわち,地盤を等方性と判断する現行設計法では,これらの値を過少評価することになる。参考文献1) (社)地盤工学会(2006), 地盤調査・試験法の小型高精度化と設計への適用, 地盤工学会誌, Vol.54, No.8, pp.1-31.2) 正垣・熊谷・高橋(2008):既設アースダム堤体の耐震性能評価法 −レベル 1 地震動を想定して−,地盤工学会誌, Vol.56, No.2,pp.24-26.3) Shogaki, T. and Kumagai, N. (2008): A slope stability analysis considering undrained strength anisotropy of naturalclay deposits, Soils and Foundations, Vol.48, No.6, pp805-819.4) Shogaki, T. (2006): An improved method for estimating in-situundrained shear strength of natural deposits, Soils and Foundations, Vol. 46, No.2, pp. 1-13.40
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  • タイトル
  • 災害廃棄物における環境リスクの考え方
  • 著者
  • 大野博之・登坂博行
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 41〜42
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58533
  • 内容
  • 21B - 12第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月災害廃棄物における環境リスクの考え方環境リスク・災害後・災害廃棄物○株式会社環境地質東京大学国際会員大野 博之正会員登坂 博行1.はじめに我が国は自然災害(豪雨災害、地震災害、火山災害)がきわめて多い地理的・地質的条件下にある。豪雨災害は洪水氾濫・土砂崩れ・土石流などであり、近年非常に激しい集中豪雨の頻度が増加し、災害の数・損害も増える傾向にある1)。これらの自然災害の発生予測、防災対策、リスクの検討は国・自治体行政、諸研究機関により行われているが、それに加え、災害に伴って発生する大量の廃棄物の問題(搬入出・仮置き、周辺環境汚染リスク、最終的処分方法など)についても、近年、議論されるようになってきた 2)。ここでは、こうした災害廃棄物の危険性あるいは危険因子(ハザード)とその危険性による損失(危険性の程度:リスク)の検討結果について示す。2.ハザードとリスク一般に何らかの危険性があるときに、ハザードやリスクという言葉が良く用いられる。しかし、これらの言葉は、意外と曖昧なまま概念的に用いられていることが多いが、ここでは、ハザードはあくまでも危険性の有無のみの意味として、リスクは、危険の度合いを表すものとして扱う。また、リスクに関する認識は、広く一般の人々と実際にリスクを扱う科学者・技術者とでは、リスクに対する認識が異なるといわれている3)。前者は健康観念と主観的確率からリスクを判断するが、後者は、図-1の下部にあるように、被害・影響・損失などの数値と客観的な確率からリスクを算出する。本論で取り扱うリスクとは、後者の立場で用いることにする。図-1リスクの主観的及び客観的定義(最終処分場技術システム研究協会編(2004)を元に改変)3.災害廃棄物の環境汚染の危険性災害後における環境汚染の可能性は、様々な場面で考えられ、適切な対応が求められる。八村他(2007)4)は、災害廃棄物等に伴う環境ハザードとして、不適正処分場内で見られるような発熱・火災による不完全燃焼に伴うダイオキシン類の発生、重金属等や揮発性有機化合物などの溶出に伴う土壌汚染・地下水汚染の可能性、埋立処分場に見られるような地盤沈下などの地盤の不安定化が生じる可能性を指摘している。さらに、日本応用地質学会災害廃棄物の防災と環境に関する研究小委員会(2008)5)の中間報告書によれば、我々の身の回りには有害物質を含んだ物が意外と多く存在しており、それらが仮置き場などで風雨に曝されることで劣化し周辺環境への汚染源になる可能性が考えられる。これらの中で、特に災害廃棄物として多量に発生するのが家屋解体時の廃棄物である。廃木材は、おが粉レベルの細かいチップにすることで、CCA 系又は PF 系の溶剤に含まれていた砒素などが溶出する可能性が示されている。また、原材料の成長時に薬剤が使用された畳や木材などの建材からの溶出で鉛や砒素が検出される場合ありえると考えられる。石膏ボード類からは、それに含まれる硫黄による硫化水素ガスなどの発生や一部材料に含まれる砒素やカドミウムなどの溶出が懸念される。塩化ビニールクロスには、着色剤としてクロムやカドミウムなどの化合物が使用されているものもあり、こうしたビニールクロスから、重金属等が溶出するかどうかについても今後検討していく必要があろう。適切な製造法でガラス類となった製品からの有害物質の溶出は考えにくいものの、低温製造されたガラス類や後塗りの磁器などの製品については注意が必要となる。建設副産物リサイクル広報推進会議(2008)8)によれば、蛍光灯や水銀灯の安定器に PCB が含まれている場合があるが、これらは業務用が大半で一般家庭からはほとんど排出されてこない。しかし、災害時には事業所からの廃棄物も受け入れる場合があるので、こうした安定器も留意する必要がある。また、蛍光灯や水銀灯の本体には、硫化水銀の形で水銀が含まれている。Concept of environmental risk for disaster wastes, Kankyo-Chishistu Co.,Ltd, Hiroyuki Ohno, University of Tokyo, HiroyukiTosaka41 このように災害廃棄物には各種のハザードが内在するが、このリスクの程度は現在のところ明らかではない。一方、災害廃棄物の一時的な保管場所である仮置き場で、鉛などの重金属による土壌汚染が見られた例や、地中に埋まった廃棄物からの重金属の漏洩の例(Ohno et.al(2008)6))も見られる。首都圏直下型地震では、9000 万トンもの災害廃棄物が発生する可能性が指摘されており、膨大な廃棄物量を仮置きする場合には、環境汚染のリスクが高まる可能性があろう。従って、身の周りの物に環境汚染につながる物質がどの程度含まれ、それが劣化したときにどの程度溶出し、環境中にどの程度拡散するのかをより具体的に知る必要がある。このことは、予防処置原則の上からも重要になると考えられる。一方、災害の種類によって災害後の環境リスクは異なると思われる。災害の種類の違いによる災害廃棄物の特徴(水分を多く含むか否か、土砂が混入するか否か、燃焼するか否か)及び環境リスク(廃棄物の腐敗などによる衛生環境の悪化のリスク、廃棄物を汚染源とする地下水や表流水などの水及び土壌の汚染や大気汚染のリスク)について、現時点の知見を基に暫定的にまとめたものを表-1に示す。この表に見られるように、浸水災害は、衛生環境の悪化や土壌・地下水汚染の可能性が高いと思われるが、火山災害ではむしろ大気汚染などの方が、リスクが高いと考えられる。今後は、このようなリスクを具体的に明らかにしていく必要がある。表-1区災害の種類と災害廃棄物の特徴及び災害廃棄物による環境リスク(暫定)(大野・八村他(2006) 7)を参考に作成)分・種 類豪雨災害(水害)火山災害地震災害(震災)廃棄物の状態災害の呼称名浸水災害土砂災害廃棄物による環境リスク水分土砂燃焼衛生の悪化水・土壌汚染大気汚染外水氾濫(河川水の氾濫)◎◎×○○-内水氾濫(下水などの氾濫)◎△×○○-土石流◎◎△○○-地すべり○◎△-○-がけ崩れ(急傾斜地崩壊)△◎△-○-火山泥流◎◎△○○-火砕流×◎◎×-○噴石、降灰、ガス△◎△-○○溶岩流×◎◎×-○-山体崩壊・崩落○◎△--構造物破損・倒壊・火災△○○-○○液状化・側方流動◎◎△○○-×○土砂災害津波水害に同じ◎◎水害に同じ○-廃棄物の状態)◎:良くある、○:ある、△:まれにある、×:ないと考えてよい環境リスク)○:あると思われる、×:あまりないと思われる、-:わからず参考文献1) 国 土 交 通 省 編 (2008) : 平 成 19 年 度 国 土 交 通 白 書 ( 第 Ⅰ 部 第 1 章地球温暖化とわたしたちのくらし),http://www.mlit.go.jp/hakusyo/mlit/hakusho/h20/pdfindex.html.2) 松村隆(2007):特集:災害・事故と環境汚染(急がれる災害・事故時の環境汚染に対する備え),資源環境対策,第 43 巻,第 1 号,pp.58-61.3) 最終処分場技術システム研究協会編(2004):日本の最終処分場,環境産業新聞社,114p.4) 八村智明・宮原哲也・大野博之(2007):連載特集/環境問題への挑戦(4)(災害廃棄物による土壌・地下水汚染の可能性),応用地質,第 47 巻,第 6 号,pp.360-368.5) 日本応用地質学会災害廃棄物の防災と環境に関する研究小委員会(2008):中間報告書,平成 20 年 12 月,日本応用地質学会ホームページ6) H.Ohno, H.Tosaka, T.Hachimura, T.Miyahara, K.Matsumoto, K.Utsugi, K.Kitaoka, A.Yamamoto and Y.Yamamoto (2008): SITUATIONAND ENVIRONMENTAL RISK OF THE WASTE AT/AFTER DISASTER AND THE TENTATIVE WASTE STORAGE, APLAS Sapporo2008, 2C-57) 大野博之・八村智明他(2006):特集/災害廃棄物の発生と処理事例,生活と環境,第 51 巻,第 9 号,pp.7-39.42
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  • タイトル
  • 内陸直下型の地震災害リスク
  • 著者
  • 小坂英輝・鵜沢貴文・稲垣秀輝
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 43〜44
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58534
  • 内容
  • 22C - 09第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月内陸直下型の地震災害リスク―震源断層評価パラメータの頻度分布―活断層・データベース・ばらつき○株式会社環境地質 小坂 英輝同鵜沢 貴文同稲垣 秀輝1.はじめに地震災害リスクを考える上で,震源断層評価はその土3.活動セグメントの長さ台となる。地震災害の損失を見積もるためには,震源断断層パラメータのスケーリング則については,日本で層モデルのほか地形・地盤モデルにより地震動を計算しは,松田(1975)をはじめとした関係式が提案されている。ていく。ここで,地震災害リスクを評価するためには,主なスケーリング則として,断層長さと地震モーメント震源断層の規模とその発生確率の評価が必要となる。の関係,活断層セグメント長さと断層変位量の関係など震源断層評価に係わる重要なパラメータとして,規模が知られている。この地震モーメントはマグニチュードの算出に必要な活断層セグメント長さ,発生確率の評価に換算可能である。現在は,活動セグメント長さからスに必要な最新活動時期・平均活動間隔が挙げられる。こケーリング則に基づき,地震の規模が予測されている。れらの重要なパラメータの調査研究は,平成 7 年(1995図 1 に示されるように,活動セグメントの長さの最頻年)兵庫県南部地震以降,空中写真判読やトレンチ調査値は 10∼20km にあり,10km より大きい活動セグメントなどにより急速に発展している。現在では,産業技術総の頻度分布は,活動セグメントが長いほどその頻度が小合研究所による活断層データベース,地震調査研究推進さくなる傾向がある。この結果は,実際に発生した地震本部などにより,これらの重要なパラメータは整備されで見られる,マグニチュードが大きいほど頻度が小さい1)つつある。そして,確率論的地震動予測図 が公表され,2)傾向を反映している。一方で,10km より短い活断層セこの予測図は,地震保険料の算出に活用されている 。グメントはこの傾向から外れる。その原因として,小規しかし,震源断層評価に用いられるこれらの重要なパ模な震源断層は,上部地殻を横切ることができず,地表ラメータを精度良く得ることは容易ではなく,そのデー変位として現れないことが考えられる。ここでは,Mj6.5タにはばらつきがある。そこで,本稿では,このような以下(長さ 10km)の震源断層の評価が困難である事がばらついたデータの傾向を理解するために,これらの震指摘される。源断層の重要なパラメータのヒストグラムを示し,震源300断層評価における現況と課題について述べる。2502.活断層データベースを利用したデータ収集本研究では,活断層データベース 3)で公表されている200データを収集した。このデータベースには,全国の学術頻度論文や報告書などの活断層資料が収録されており,活動セグメント単位の活動性評価が行われている 4)。活動セ150100グメントとは,過去の活動時期,平均変位速度,平均活50動間隔,変位の向きなどに基づいて区分した断層区間である。活断層データベースのデータ収録対象は,活動度040<L0 ∼ 10 10 ∼ 20 20 ∼ 30 30 ∼ 40M6.5M7.0M7.3M7.5B 級以上の起震断層を構成する,長さ 10km 以上の活動セグメントである。本研究では,活断層データベース 3)活動セグメントの長さ(L)マグニチュード ( M :松田式による )に収録されている活動セグメント単位の活動性評価のうち,セグメント長さ,平均変位速度,単位変位量,平均図1活動セグメント長さの頻度分布.活動間隔,最新活動時期(野外調査結果)のデータを収集した。そして,震源断層評価に係わる重要なパラメー4.平均活動間隔タである活動セグメント長さ,平均活動間隔,最新活動時期の頻度分布図を作成した。図 2 に示されるように,平均活動間隔の頻度分布は,活動度(平均変位速度)が大きい断層では短く, 活動度―――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――Risk analysis of inland earthquakes in Japan, Kankyo-Chishistu co.,ltd, Hideki Kosaka, Takafumi Uzawa, Hideki Inagaki43 が小さい断層では長い傾向にある。そして,その最頻値は,A 級の活断層で 1,000∼2,000 年であり,B 級の活断450層で 2,000 年より大きい。平均活動間隔の最小値と最大400値の幅は,A 級の活断層で狭く,B 級の活断層で広くば350らつきが大きい。このばらつきの原因については,調査300精度の問題か自然現象を反映しているか不明であり,今250頻度 200後の活動度の低い活断層の調査を対称とした調査研究に期待したい。150なお,平均活動間隔は,トレンチ調査を主とした地形100地質調査から活動履歴により推定するほかに,単位変位量と平均変位速度により算出したものがある。単位変位50量は,活動セグメント長さとの関係式から見積もられる00こともあり,活動セグメント長さ,平均変位速度により500100015002000不明最新活動時期の年代幅(年)活動間隔を見積もることが可能である。図 3 最新活動時期の年代幅(最古値と最新値の差)の頻度分布.頻度 406.おわりに30地震災害規模に寄与する震源断層の規模の評価は,活20動セグメント長さと断層パラメータのスケーリング則に10より行われている。そして,本研究の活動セグメント長0≦1さの頻度分布により,約 Mj6.5 以下の震源断層の評価はI困難であることが指摘される。また,地震災害発生確率に寄与する活動セグメントの平均活動間隔と最新活動時期の頻度分布は,調査が不十分な断層が多いことを示す。しかし,今までの研究で,活動セグメント区分が行わ平均2I≦1<3I≦2< ≦4I3 < ≦5I4<6I≦5<7I≦6<8I≦7<9I≦8<10I≦<9(間隔活動れ,いくつか発生確率の高い活断層が抽出されてきた意義は大きい。そして,データのばらつきや未発見の活断B級下上A級B級)Ka度活動層を考慮した,確率論的確率論的地震動予測図 1)は,地震保険料の算出など地震災害リスク評価を行っていく上で,不可欠なものとなっている。現在においても,震源断層評価に必要なパラメータに関するデータ収集・評価手法の開発は発展している。今図2平均活動間隔・活動度の頻度分布後,これらの震源断層評価に係わる調査研究は,さらに安価な地震保険の構築など地震災害リスクの評価に大き5.最新活動時期な影響を与えるであろう。図 3 に示されるように,最新活動時期の年代幅(精度)の頻度分布は,調査が十分でなく不明なものが最も多い。文献年代幅が 0 であるものは,歴史地震との対応が明らかな1)地震調査研究推進本部調査委員会:「全国を概観した活断層であるものが多く,地震発生確率の予測に重要な地震動予測図」報告書,2005.3.23(2006.9.25 改訂),情報である。一方,調査が行われ,最新活動時期の解釈2006.が可能であるが,その年代幅が数千年と広く,詳細な検2)丸楠暢男・吉村昌宏:地震保険における地震災害予測討を必要とする活動セグメントもある。さらに,ここでと活断層研究への期待,活断層研究,28,107-121,2008.示した活動セグメント以外にも,震源断層は存在するが,3)産業技術総合研究所:活断層データベース 2007 年 12その評価は,確率論的に行われている 1)。月 13 日版.産業技術総合研究所研究情報公開データベなお,最新活動時期は,トレンチ調査により解釈されー ス DB095 , 産 業 技 術 総 合 研 究 所 , 2007.ることが多い。活断層の平均活動間隔は数千年であり,最新活動時期が数千年前の活断層については注意が必要http://riodb02.ibase.aist.go.jp/activefault/index.html4)吉岡敏和・伏島祐一郎・粟田泰夫・宮本富士香:活断となる。層データベースの構造とデータ構成,活断層・古地震研究報告,3,185-190,2003.44
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  • タイトル
  • 地盤に関するセカンドオピニオンの必要性
  • 著者
  • 太田英将
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 45〜46
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58535
  • 内容
  • 23A - 01第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月地盤に関するセカンドオピニオンの必要性地盤リスクセカンドオピニオン太田ジオリサーチ正会員○太田英将地盤の安全性に対して,最近まであまり関心がもたれていなかった.しかし,ヒートアイランド現象などを原因とした集中豪雨頻度の増加や,地震発生頻度の増加,あるいは被災報道などによって,一般市民にも地盤の安全に対する意識が急速に芽生えてきた.地盤に関する防災意識が高まり,学術学会も市民のニーズに応えることが重要だと認識しはじめた今こそ,地盤技術者が社会に貢献できるチャンスである.しかし現状では,地盤技術者側にそれを受け入れる体制がほどんどなく,最先端の土質試験や数値解析の追求など,市民が抱えている問題とは距離が広い方向に多くの力が割かれているように感じられる.その労力の一定の割合を市民の地盤問題へ使うならば,地盤工学の有用性を社会に具体的な形で示すことができるものと考えられる.不良地盤は,大雨や地震時に生活基盤を失わせてしまう時限爆弾のようなものなので,購入時や造成時などに地盤技術者によるセカンドオピニオンを受けることが重要である.筆者がこれまでに経験したセカンドオピニオンの中から代表的な事例について報告する.1.市民における斜面問題の現状斜面対策事業の多くは建設コンサルタントや建設会社が公共事業や企業を対象として事業展開している分野であり,一般市民(個人)を対象とする事案は非常に少ない.今までに筆者に対して寄せられた市民からの相談は,斜面問題のほか,津波や洪水被害に関するものなど多岐にわたるが,そのうち何らかの形で斜面に関係する相談事例(アドバイスや鑑定を行った事例)が平成20年末までに21件あった(表-1参照).相談の頻度は増加傾向にある.相談のほとんどが依頼主個人の宅地に関連したもので,公有地など隣接斜面が対象となっている場合でも被害が自身の宅地に及ぶ恐れがあるものに限られる.このように,一般市民からの相談事例は,個人的な狭い範囲の不安に対するものであり,学術研究が主に対象としている広範囲な土砂変動事例とは異なるのが特徴である.相談内容としては,盛土と擁壁に関するものが大半を占める.擁壁は多くの場合同時に盛土に関連しているので,相談事の大半は「盛土関連」としても過言ではない.現在居住している宅地に関する相談は全体の70%,購入を検討している土地に関する相談は25%で,近隣の公有地の相談が1件(5%)あった.相談人は,男性65%,女性35%である(ただし,2ケースは自治会組織を代表して相談してきた方々である).男性の方は大半が定年退職後の高齢者の方で,女性の方は主婦の方が多い.日中自宅にいる時間の長い人が相談をされるケースが多いようである.また,問題のある斜面のうち法的な係争に関連している例は,相談事例15件中5件と高率である(購入検討に関する相談は除外).見方を変えると,斜面の安定度が法的な係争に近い状況にまで悪化して,はじめて“相談する”決心をしているということであり,気軽に相談ができる環境があれば,相談の数は非常に多くなるのではないかと想像される.実際,依頼人は異口同音に「何処に相談したらよいのか,わからなかった」と語っている.2.相談事例2-1 斜面脚部にある既存不適格な擁壁を補修した事例(図-1 表-1の事例15)丘陵地の斜面裾にある宅地で,斜面下部に古い重力式擁壁(H=1.0m) があり,擁壁には縦クラックや天端付近の表土の沈下,基礎部分の土砂の流出が見られた.宅地の持ち主と斜面の持ち主が異なっており,宅地の持ち主は新築時に斜面に不安を抱き,斜面の持ち主に改善を要求した(改善されない場合は訴訟を起こすとのこと).筆者は,斜面の持ち主から依頼を受けて,擁壁を含む斜面の安定度を調査し,ロックボルトによる擁壁の補強工事を行った.調査は約半日の現地調査,その後工事の責任施工まで請け負った事例である.工事内容は当事者間で合意し,訴訟の費用や時間,実際に被害が発生した時の補償等を考えると双方にとって最も利益のある結果となった.2-2 斜面肩にある既存不適格擁壁の診断をした事例(写真-1 表-1の事例10)山腹斜面を流下する渓流沿いにある古い宅地で,かつて豪雨時に,すぐ横の空石積み擁壁とその背面土砂が崩壊した.家の持ち主は,隣接する空石積み擁壁上にある家屋を借家として賃貸していたが,空石積み擁壁の補修をするためにその借家人に立ち退きを求めていた.しかし,借家人は「危険性はない」と主張して立ち退きを拒んでいた.このため,家主は借家人に対して立ち退きを求める訴訟を起こした.この案件は,空石積み擁壁の危険性に対する客観的評価として専門技術者の鑑定を求めてきた事例である.筆者は土地所有者より現地調査を依頼され,現状を調査し,「この擁壁が既存不適格構造ではあるが,擁壁背面は岩盤となっているため,ただちに危険性というわけではない.過去に崩壊した箇所では擁壁背面が土砂主体だったが,地盤条件が当該擁壁とは異なっている.」という鑑定結果を示した.このように客観的鑑定を行う場合には,依頼者の望む結果に反する結果となる場合があるので,鑑定を行う前に依頼主に対して「客観的鑑定」についての十分な説明が必要である.この鑑定結果を借家人に提示したところ,むしろ借家人に有利となる鑑定結果となっていたことで,その鑑定内容は信用され,和解によって借家人は立ち退きを承諾し,家主は擁壁の安全対策工事に着手することができるようになった.Necessity of the second opinion about the groundOHTA,Hidemasa Ohta Geo Research45 表-1市民から寄せられた斜面問題事例対象物1地すべり造成地の斜面大規模盛土造成地23写真-14宅地盛土5宅地盛土鑑定対象の擁壁(写真中央部の石積擁壁)63.考察宅地の問題は,その家を建てた工務店や,購入した不動産業者に直接相談することが多かったが,彼らは 7買い主と販売主という二者構造の一方の当事者である.セカンドオピニオンを求める事例の増加は,地震の 8多発化や,集中豪雨頻度の増加という報道が日常的になされるようになり,一部の人の中で「自分だけは大丈夫」と思えなくなったことや,利害関係のある二者 9構造の相手方の話に不安を感じるようになってきたことなどが原因のようである.また,実際に自然災害で被災された人達が,従来の防災の話で強調されていた「命だけ助かればよい」と10いう言葉では済まされない現実に直面していることをいろいろなメディア情報等で知るようになったことも心理状態が変化した理由の一つと考えられる.これらの心理的変化から,依頼人は,施工業者でも 11販売業者でもない中立的な第三者に敢えてアドバイスやコンサルティングを求めるようになってきているの 12が最近の相談の特徴である.宅地盛土134.さいごに学術学界は今後地域社会のニーズに的確に対応していくことが必要とされている.一方,建設コンサルタント業界を経営的に支えている公共事業と,一般市民 14のニーズに応える仕事とは「対応の仕方に大きな違いがある」ということが,経験的に明らかになってきている.相談者は口々に「どこに相談したらよいのかまった 15くわからなかった」と言われる.これは単に,相談の窓口が開かれていなかったというだけでない.例えば,新聞に取材記事が載っていた大学の先生に相談したが「役所からの相談には乗るが,個人からの相談には乗れない」と言われたり,大きなコンサルタント会社に16相談したら「発注者である役所が争議相手となるような仕事は請けられない.ましてや裁判になるような案件などとんでもない」と言われて相談を拒否されているとのことである.相談を受ける側の問題も多々ある 17ようである.このような話を相談者から聞くと,「市民のために開かれた学会」を本気で目指すためには,まず研究者・技術者側の意識改革がもっとも必要なことと思わ 18れる.意識改革がなかなか進まないのは,研究者や技術者が,日々の忙しさを言い訳にして地域社会との関わりを持たずに生活しているライフスタイルが遠因と 19考えられる.それを解決するための第一歩として,自分が生活している地域の仕事などを通して「地域デビュー」してみてはどうだろうか.まずは「一般市民」とはどうい 20う人達のことなのかということを知ることからはじめるのが「市民のために開かれた学会」に到達するための近道だと思われる.21盛土斜面谷埋め盛土谷埋め盛土谷埋め盛土擁 壁(事例紹介)擁壁擁壁盛土斜面擁壁・斜面(事例紹介)擁壁・斜面擁壁・斜面擁壁・盛土擁壁・盛土擁壁・盛土切土斜面46相談内容地すべり防止区域の近くに戸建て住宅を建てたいが大丈夫か?斜面上に集合住宅の建設計画があるが,大地震時に危険でないか?昭和40年代に造成された団地であるが,谷埋め盛土が沢山ある.大丈夫か?丘陵地の建て売り住宅を購入しようと思っているが,物件は盛土位置にある.どうしたらよいか?分譲住宅の図面を見て夫が「盛土が厚いけど大丈夫だろうか」と言っていた.心配で気になってしょうがない.地震により地盤が大きく不同沈下し家屋が傾いた.ジャッキアップして住んでいるが,今後同じ場所に家を建て直しても良いだろうか?NHKスペシャルをみて,いま話を進めている宅地購入が不安になった.急傾斜地の上の台地の見晴らしの良いところに宅地を購入しようと考えているが,問題ないか?擁壁や宅地にクラック変状等が発生し,進行している.現時点での評価と対応策を教えて欲しい.擁壁(空石積み擁壁)が老朽化しており改築をしたいと考えている.その擁壁の上の借家(原告の所有物件)の住人(被告)に立ち退きを求める裁判を起こしているのだが,この擁壁の鑑定を行ってほしい.大雨で擁壁が倒壊した.擁壁を再建してもう一度同じ場所に住むことはできるだろうか?隣接する家屋の擁壁の増し積みが危険そうに感じるのだが.残土処分で谷を埋めた公有地が雨の度に水浸しになる.道路からの排水もこの盛土に入り込んでいる.どうしたらよいか?大雨の際に,市道の側溝の継手開口部から地下浸透し崩壊に至った.裁判で証言して欲しい.宅地から下に斜面があり,その末端に約100年前につくられた擁壁がある.隣人(斜面の下の宅地内で新築)から,危ない斜面なので補修して欲しいと要求があった.要求がのまれない場合には裁判に訴えるということだ.どうすればいいか.隣接する家が,3段の積みブロックをしようとしている.とても危ないように見える.市役所に行っても建築協定で制限が掛けられていないのでどうしようもないとのこと.家の横の古い擁壁があるが不安定そうである.市に相談すると「既存不適格」だが法的に存在は認められているとのこと.宅地の裏の擁壁や盛土が豪雨や地震で倒壊してこないかどうか心配.その家屋新築時に市や施工業者の責任について交渉したが問題にされなかった.家屋の耐震化をしようと考えているが地盤が不良だと意味がないと建築士に言われた.現在弁護士を介して,建築業者と係争中.ブロック積み擁壁(練石積み)に変状が出ている.地震がきたら擁壁および宅地が倒壊するのではないか心配.評価し対策をして欲しい.ゴルフ場の小規模な法面に表層崩壊が目立ち,保全したい.工事を外部に委託せず,維持管理の範囲内で対応出来ないか検討してほしい.
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  • タイトル
  • 斜面維持への取り組みと市民社会
  • 著者
  • 下河敏彦・稲垣秀輝
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 47〜48
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58536
  • 内容
  • 24A - 01第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月斜面維持への取り組みと市民社会宅地・斜面災害・アウトリーチ○株式会社環境地質同正会員下河 敏彦国際会員稲垣 秀輝1.都市及びその周辺における斜面の現状近年、宅地地盤に甚大な被害を及ぼす地震・豪雨災害が相次いで発生し、谷埋めて造成された盛土地盤に被害が集中しやすいことが明らかにされている。このことは、都市では自然災害を受けやすい地盤に多くの資産が集中している。谷埋め盛土の斜面災害に対する危険性は、1978 年の宮城県沖地震による災害で指摘され(田村,1978)1)、1995 年に発生した阪神・淡路大震災において、谷埋め盛土の滑動崩落のメカニズムが明らかにされた(釜井,2002)2)。このような背景から、近年宅地地盤の安全性(または、災害に対する危険性)に関する調査依頼も増加している。筆者らは、このような調査依頼や宅地や斜面災害に関わる裁判案件にも対応してきた(稲垣・大久保,20043)、下河・稲垣, 20084))。本報告では、谷埋め盛土や住宅背後の崖の安全性に関する調査や住民からの相談事例、今後の都市斜面防災対応や、地域住民への情報提供(アウトリーチ)からみた、斜面の維持管理のあり方についてまとめたい。2. 宅地造成地の地盤調査-川崎市の事例-川崎市には、更新世に形成された台地が広く発達し、台地には完新世の谷底低地も樹枝状に発達している。台地は、泥岩と砂層・礫層(上総層群とおし沼礫層)を基盤とし、上部をローム層が被覆する。このような土地に、東京や横浜のベッドタウンとして急速に宅地開発が進み、谷埋め盛土や腹付け盛土が造成された。ここでは、特に大規模な豪雨や地震を経験していないにも関わらず、宅地に変状が発生している事例が認められた。たとえば、旧谷地形の押し出しや、切盛境界での地表の亀裂、擁壁のクラックなどである(写真-1,2)。写真-13.川崎市内の谷埋め盛土造成地の変状宅地のすべり、斜面崩壊に関わる訴訟と調査事例ここでは、谷埋め盛土造成地のすべりおよび背後斜面の危険性に関する調査事例をまとめる。前者は、崩壊した背後斜面の管理責任に関する訴訟において、実際は宅地全体のすべりによる押出しに原因であったことが明らかになって事例、後者は、宅地背後斜面からの流出土砂に対する訴訟の調査依頼である。このような調査の場合、公共事業と比べ調査費用が非常に限られていることや、分かりやすい説明が求められる特徴がある。3.1 谷埋め盛土のすべりに関わる訴訟と調査地すべり地末端における擁壁のクラックや崩壊が発生することは、地すべりの前兆現象としては一般的であるが、これが単なるがけ崩れとして認知され、裁判に至った事例がある。対象地域は、神奈川県横須賀市の谷埋め盛土造成宅地で、凝灰岩、泥岩主体の葉山層群の分布域であるる。裁判の背景は、谷埋め盛土の斜面が崩壊し、周辺民家に亀裂や変状が認められたため、崖の所有者に対して、周辺住民が、崖の管理責任に対して訴訟を起こしたというものである。しかし、文献調査および現地調査の結果から、宅地を含む地区全体が浅い馬蹄形の集水地形であり、滑落崖や末端の押出し地形が認められることなどから、地すべりは盛土層の基底面をすべり面として発生したものと判断できる。また、地すべりの誘因となる表流水や地下水は、地すべり範囲の外側などからも供給されていた。換言すれば周辺住民は無意識のうちに自ずと地すべり誘発者の立場になっていた。このような場合、対策費用は住民全員が平等になるように負担するのが原則で、地域全体の協力は不可欠といえる。47 図-1谷埋め盛土造成宅地の変状および地形・地質構造3.2 宅地背後斜面における土砂流出の訴訟と調査宅地背後斜面からの流出土砂処理に関する訴訟において、土砂流出の責任分担の妥当性を、地表地質踏査から明らかにした事例について述べる。訴訟の趣旨は、B 氏の宅地裏に降雨のたびに土砂流出が発生するとして、依頼人である被告 A 氏が所有する台地縁辺部農地における雨水処理について、B 氏が A 氏に対して損害賠償を請求したというものである。ただし、B 氏宅地裏の台地縁辺の崖は、B 氏と C 氏所有地である。地表地質踏査の結果、調査地の土砂流出の主たる原因は、B 氏と C 氏所有地の崖における地下水の湧出に伴う崩壊であることが明らかとなった。ただし、被告の A 氏所有の農地から崖下部への表流水の流下は認められる。これらの結果を踏まえ、流出土砂の管理責任は、崩壊地の存在する大半の崖斜面の所有者 C 氏および敷地内に流出土砂の二次移動が発生している B 氏が大半を担うべきであるとする意見書を裁判所に提出した。この意見書では、地形・地質や水理構造と土地所有者および管理責任の分担がひとめでわかるように表現を工夫し、今後の対策も案した(図-6)。図‐2調査対象地の地質構造・土砂移動状況と土地所有者との関係調査の後に行われた裁判では、この意見書に基づき、B 氏から A 氏に対して、全ての請求を棄却するという和解の申し出があり、一連の問題は解決した。4.まとめと今後の防災対策の考え方本報告では、都市およびその周辺において、地下水を集めやすい谷埋め盛土などで地震・豪雨時にすべりが発生する可能性のある地盤や、背後斜面からの崩壊により災害が発生する可能性が高い宅地が多く存在することが明らかになった。しかし、実際の不動産取引や宅地利用の際には、斜面災害に対する宅地の安全に対する一般住民の意識が低く、本報告で扱ったような第三者的な防災対策や意見書の提出は少ない。今後は、対象地域の地形・地質的背景を十分に反映させた調査と、住環境との因果関係がひとめでわかる資料づくりが不可欠と考える。参考文献1)田村俊和・阿部 隆・宮城豊彦:丘陵地の宅地造成と地震被害、第 15 回自然災害科学総合シンポジウム講演論文集, pp.321-324,19782)釜井俊孝・守随治雄:『斜面防災都市-都市における斜面災害の予測と対策-』 古今書院,200p.20023)稲垣秀輝・大久保拓郎:呉市街地の斜面崩壊と訴訟対応,地すべり学会誌,Vol40,№5,pp. 434-4374)下河敏彦・稲垣秀輝: 宅地造成地盤の変状と地形-川崎市周辺の事例-,第 47 回日本地すべり学会研究発表会講演集,pp.187~190,200848
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  • 平板載荷試験機の完全自動化について
  • 著者
  • 本多典久・青柳智己・小宮山俊也・清水一平
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 49〜50
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58537
  • 内容
  • 25D - 00第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月平板載荷試験機の完全自動化について(株)土木管理総合試験所 試験部正会員(株)土木管理総合試験所 試験部長野計器(株) 計測制御機器開発部長野計器(株) 計測制御機器開発部○本多 典久青柳 智己小宮山 俊也清水 一平1. は じ め に地盤の平板載荷試験は、原地盤に剛な載荷板を設置して荷重を与え、荷重の大きさと載荷板の沈下との関係から地盤の変形や強さなどの支持力特性を調べるための試験である。この試験は、構造物の直接基礎の設計に利用されており、基礎地盤の支持力特性を検討するために、比較的簡便で理解しやすいなどの利点があり、実務的に多用されている。平板載荷試験の対象としては、軟弱地盤から硬質地盤までの幅広い地盤を計測範囲としている。このため、様々な条件に適応した試験状態に対応する必要がある。なかでも載荷装置は、試験毎に載荷パターンや荷重を変化させる必要があり、従来は技術員が圧力を監視する必要があった。特に軟弱地盤図-1DK-PZX 外観においては載荷時の地盤の沈下が大きいため、一定圧力に荷重を保持することが難しく、技術員は油圧ジャッキを手動で制御する必要があるため、試験機のそばを離れることができなかった。また、試験機に表示される数値を読み取り、解析ソフトに入力する作業を実施する必要があった。これらの問題を解決するために、自己記録機能および載荷荷重を常時一定にして測定できるシステムを搭載し、自動荷重発生装置と連携させることにより、荷重設定の完全自動化を実現した自動荷重発生装置付平板載荷試験機(以下DK-PZX と記す)を開発したので、その内容を報告する。この試験機を使用することで、予備載荷段階からコンピュータ制御により自動で試験開始ができ、載荷サイクルや確認荷重まで任意値を入力することにより、完全自動化システムにより試験を完了することが可能となった。図-22.DK-PZX の特徴DK-PZX は、以下に示すような3つの機能を有している。1)データ記録機能DK-PZX 系統図除荷用ニードルバルブ油圧ジャッキへ非常停止用電磁弁試験実施中の荷重および地盤沈下量の自己記録(電子媒体)が可能であ載荷用ニードルバルブる。沈下量に関しては、4点同時計測を実施しているがデータ取込時に平均値を算出することによりその時点での地盤の沈下量を瞬時に把握できる。取り込んだデータは、メモリー回路に蓄積することにより同時グラフ化が油圧ポンプ可能である。2)自動演算機能油タンクデータ保持手段で記憶されているデータに基づき、中央演算処理装置(以下CPUと記す)により導き出される演算情報に応じて、荷重制御機構部をコントロールすることができる。手動開放バルブ図-3DK-PZX の荷重制御機構The Automatic Machine for Plate Load Test on Soil GroundNorihisa HONDA,Tomoki AOYAGI (Doboku Kanri Corporation)Toshiya KOMIYAMA,Kazuhira SHIMIZU (Nagano Keiki Corporation)49 3)荷重制御機能ニードルバルブ(弁体の形状が細長い円錐形をしており、流体流量の微量な調節ができるようになったバルブ)を使用して、加圧および減圧を独立した系統で実施する。(図-3 参照)この機能を使用して油圧ジャッキを操作することにより、試験地盤に加える荷重を精度良く制御することができる。荷重制御機構中の電磁弁は、荷重制御装置が荷重制御中に運転を停止させた場合、油圧ジャッキの油圧が急激に下がることによる事故を防止するため、閉じられて油圧ジャッキとの接続を遮断する。この遮断した状態の時に、手動開放バルブにより安全に油圧ジャッキの油圧を開放することができる。3.DK-PZX の圧力制御機構および演算機構DK-PZX は、以下に示すような工程で荷重を制御する。ここでは、加圧段階を例に工程を説明する。減圧の場合はこの逆工程を行えばよい。荷重L2L4L3・第1工程:荷重制御装置のCPUは、図-4 に示すようにパソコンから時間T1時点で目標荷重更新信号が入力さΔLtれると、載荷用ニードルバルブおよび除荷用ニードルバルブの開度を0にして荷重L1を維持する。目標値更新信号により新たに設定された目標荷重L2が現在の荷重L1よΔTL1りも大きい場合は載荷用ニードルバルブを徐々に開いていく。単位時間ΔTあたりの荷重の変化量ΔLt に達した時、その開度を維持する。T1・第2工程:CPUは、定期的に発生している荷重と目標T2T3時間圧力制御パターン図-4荷重L2の偏差を演算処理して求め、偏差が所定の値L3になった時間T2においてバルブの開度を一旦0にする。表-1・第3工程:CPUは、開度を一旦0にした開度調整バルブを徐々載荷荷重(kN)制御目標精度(kN)0~60.0±0.160.1~100.0±0.2100.1~160.0±0.5に開いていき、発生荷重が目標荷重L2に達した時間T3で開度調整バルブの開度を0にする。・第4工程:目標荷重L2に達しても試験地盤が沈下し続けている場合(他にも温度差で油圧に変化が生じているような場合)は、それに伴って発生荷重も変化してしまう。よって、CPUは、発生荷荷重制御精度重と目標荷重L2との偏差が所定の値(仮に L4=0.1kN)よりも大きかったなら、再度調整バルブを徐々に開いていく。試験地盤の沈下により発生する荷重の変動に応じて、目標荷重に達するまで開度調整バルブの開度を大きくして目標荷重に達した時点で開度を0にする動作を繰り返す。上記制御機能を使用することにより、表-1 に示すような荷重制御精度を実現した。4.手動ポンプと DK-PZX の載荷パターンの比較図-5 は、従来の試験で使用されている手動油圧ポンプによる載荷方法と DK-PZX による載荷方法の計測結果である。60従来の載荷方法では、油圧ポンプの油圧を送り出すストロークに50油圧を操作しているため、連続した載荷条件を作り出すことが可能である。DK-PZX を使用することで、より理想的な載荷条件の下で平板載荷試験の実施が可能になったといえる。荷重(kN)よる脈動が顕著に現れている。一方、DK-PZX は電動モータにより403020DK-PZX手動ポンプ10005.今後の展望20今回開発した DK-PZX は、圧力制御が自動で行われるため、試験員の能力に依存することもなく、労力も軽減できる。さらに、計測データの取得も試験時間を通して自動であることから、試験員の個人差による試験結果の誤差も無くすことができる。今後の課題として、さらなる小型軽量化に取り組んでいきたい。50図-540時間(秒)60載荷荷重と時間の関係80
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  • タイトル
  • スウェーデン式サウンディング試験機のトルクによる土の非排水せん断強さの推定
  • 著者
  • 相沢彰彦・郭 賢治・藤井 衛
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 51〜52
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58538
  • 内容
  • 26C - 03第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月スウェーデン式サウンディング試験機のトルクによる土の非排水せん断強さの推定地盤調査スウェーデン式サウンディング試験自沈層トルクベーンせん断試験一軸圧縮強さトラバース 正会員○相沢彰彦トラバース同郭 賢治東海大学国際会員藤井 衛1. はじめに小規模建築物を対象とする宅盤では、土の非排水せん断強さはスウェーデン式サウンディング試験(以後、SWS 試験と呼ぶ)結果をもとに、稲田式の一軸圧縮強さから推定することが一般的に行われている。ただし、自沈層については、おもり荷重を段階的に変えなければならない点や自沈荷重のコントロールが難しいこともあって正確に自沈層の非排水せん断強さを求めることは難しい。このような場合は、ベーンせん断試験が適切であるが、貫入性の面で問題がある。本報告では、SWS 試験の孔を利用して自沈層において実施したスクリューポイントのトルク値とベーンせん断試験によるトルク値を比較検討することにより、スクリューポイントのトルク値から直接的に土の非排水せん断強さを推定する方法を提案している。2. 実験方法本実験では、まず JGS 1411 規格に示されるベーンせん断試験機のブレード(以後、標準ベーンと呼ぶ)と筆者らが SWS試験の孔を利用するために特別に宅盤用として製作したベーンのブレード(以後、特殊ベーンと呼ぶ)の結果を比較している。両ベーンの寸法を図-1 に示す。また、それらを写真-1 に示す。特殊ベーンのブレードは SWS 試験後の孔の大きさを考慮したものであり、スクリューポイントの大きさに合わせてブレードの幅をほぼ 33 ㎜、長さをほぼ 200 ㎜としている。また、シャフトの径も、SWS 試験機のロッド径と同じく φ19 ㎜としている。なお、いずれのベーンとも、せん断強さは(1)式によって算出している。実験は室内と原位置にて行っている。室内実験では笠岡粘土の含水比を調整し、所定の荷重で自沈する人工地盤を作製した。表-1 に笠岡粘土の物性を、表-2 に試料土の含水比と自沈荷重との関係を示す。人工地盤の容器は直径 26cm、高さ 30cm である。現場実験では、東京、千葉の 12 地点において、特殊ベーンとスクリューポイント(以後、S.P.と呼ぶ)のトルク値の比較を行つた。表-3 に各現場の場所と地盤概要及び調査深度を示す。表1LHD幅(D) 50.0ベーン高さ(H) 100ブレード厚さ(t) 1.532.8径(d) 13.0ベーンシャフト 長さ(L) 50019.2100mm標準ベーン1991.5499(単位:㎜)図-1 標準ベーンと特殊ベーンの形状の比較含水比(%)26.929.430.733.235.938.52Tvtv =p ( HD2 + D3a )・・・・・(1)τv:土のせん断強さ(kN/㎡)Tv:測定最大トルク(N・m)H:ベーンブレードの高さ(m)D:ベーンブレードの幅(m)α:ベーンの上下両端面のせん断応力の分布によってきまる係数でここではα=1/3 とする13mm笠岡粘土土粒子密度3(g/cm )2.42塑性指数41.0%平均粒径D50(㎜)0.004199.3mm特殊ベーン写真-1 標準ベーンと特殊ベーン表-2 含水比と自沈荷重との関係自沈荷重Wsw1.00kN0.75kN0.50kN0.50kN0.50kN0.25kN試料土の物性試料土19.2mmベーンブレード標準特殊ベーン ベーン32.8mm緒元ベーンシャフト50mmd表-3 各現場の地盤概要と調査深度場所地盤概要調査深度(m)場所地盤概要調査深度(m)中野区中野GL-2.5mまでNswが0~121.25練馬区下石神井GL-2.25mまでNswが0~201.40杉並区本天沼GL-6.5mまでほぼ1kN自沈1.50浦安市猫実GL-3mまで750N自沈1.75市川市 GL-1.75mまで市川南500N自沈1.25足立区東和GL-10mまで750Nまたは1kN自沈1.50台東区 GL-2.75mまで池之端750N自沈1.25足立区梅田GL-1.75mまで250N自沈1.50市川市 GL-3.7mまで塩焼 主に750N自沈1.25足立区GL-1.5m以深古千谷本町 は1kN自沈1.20文京区根津1.45GL-1.5mまで1kN自沈A calculation for undraimed shear strength of soil based on thetorque obtained from the Swedish weight sounding test machine船橋市丸山GL-8.25mまでNswが0~301.30Aizawa Akihiko (Travers Co.)Kaku Hyonchi (Travers Co.)Fujii Mamoru (Tokai Univ.)51 3. 実験結果と考察1)標準ベーンと特殊ベーンによって得られた非排水せん断強さの比較標準ベーンによる土のせん断強さ τv と特殊ベーンによるせん断強さ τvs は、(2)式と(3)式によって表わすことができる。この 2 つのベーンを表-2 に示す人工地盤で試験し、両式によって得られたせん断強さを比較したところ、図-2 のような結果が得られた。これによると、両者はほぼ 1:1 の関係にあり、相関性もきわめて高い値を示している。したがって、原位置において、特殊ベーンを使用しても標準ベーンと同等な精度でせん断強さを評価することができるとわかった。2)特殊ベーンによるトルク値と SWS 試験機の S.P.によるトルク値の比較図-3 は、表-2 に示す人工地盤と表-3 に示す現場にて実測した特殊ベーンによるトルク値と SWS 試験機の S.P.によるトルク値を比較したものである。両者は(4)式のような関係として表わすことができる。なお、特殊ベーンで 18N・m、S.P.で 8N・m までは、ほぼ両者は直線式として表れる。したがって、(5)式の Tj を(3)式に代入すると、(6)式のようになる。これに基づき、再度、表-3 の現場において、特殊ベーンと S.P.によって推定した非排水せん断強さを比較すると、図-4のようになり、両者は概ね一致している。4. まとめSWS 試験機の S.P.のトルク値を計測することにより、自沈層内での土の非排水せん断強さをきわめて効率よく求めることができるとわかった。今後は、各種の地盤でデータを蓄積し、精度の高い調査法になるよう研究を継続したい。謝辞本研究は東海大学工学研究科山本祐輔氏の修士研究によるところが大きく、ここに厚く感謝します。45t v = 2.18Tv ・・・・・(2)t v s = 2 .82T j ・・・・・(3)τvs:特殊べーンによる土の非排水せん断強さ(kN/m2)Tj:特殊べーンによるトルク(N・m)2T j = -0.04Ts + 2.40Ts ・・・・・(4)Tj = 2.29Ts・・・・・(5)t v s = 6.46Ts・・・・・(6)τ v = 0.98τ vsr = 0.99標準ベーンによる非排水せん断強さτv (kN/㎡)τv:標準べーンによる土の非排水せん断強さ(kN/m2)Tv:標準べーンによるトルク(N・m)301500図245標準ベーンと特殊ベーンのせん断強度の比較5040室内実験原位置実験特殊ベーンによる非排水せん断強さτvs (kN/㎡)j (N・m)30特殊ベーンによる非排水せん断強さτvs (kN/㎡)Tj:特殊べーンによるトルク値(N・m)Ts:S.P.によるトルク値(N・m)特殊ベーン最大トルクT1530202T j= -0.04T s + 2.40T sr = 0.9210Tj = 2.29T sr = 0.71403020100005101520JIS型S.P.最大トルク値T s (N・m)2501020304050S.P による非排水せん断強さτvs (kN/㎡)図-4 特殊ベーンと S.P.によって推定した非排水せん断強さの比較図-3 特殊ベーンと S.P.のトルク値との比較52
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  • タイトル
  • 標準貫入試験の室内模型実験と数値解析
  • 著者
  • 吉田明美・山内崇史・荒井克彦・町原秀夫
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 53〜54
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58539
  • 内容
  • 27第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月C - 03標準貫入試験の室内模型実験と数値解析108(株)ミルコンSPT、室内模型実験、数値解析正会員○吉田 明美福井大学大学院学生会員山内崇史福井大学大学院国際会員荒井克彦福井大学技術部正会員町原 秀夫1.まえがき標準貫入試験(Standard Penetration Test : SPT)の室内模型実験を行い、計測した時間-貫入量曲線から、地盤の強ブースターレーザー変位6252. 標準貫入試験SPT の実験装置を図1に示す。標準砂を用いて、円形ハンマー受け台100度定数、変形定数を推定することを試みる。1000ガイドロッドシリンダー土槽内に空中落下法により砂をまき出し、密な地盤(相対から 50、100、150kPa の圧力をかけて、深い地盤が拘束圧500密度 Dr=67%)と緩い地盤(Dr=27%)を作製する。上部ロードセル円形土槽を受けている状態を再現する。図1に示すハンマー(5kg)を高さ 50cm から自由落下させ、サンプラー貫入量の時刻図1歴をレーザー変位計で計測する。図2、3に実験結果の例SPT 室内模型装置の概要時間(s)0を示す。0.20.40.6貫入量(cm)0打撃1回目-0.5打撃2回目-1打撃3回目-1.5打撃4回目-2打撃5回目-2.5図2図4落下回数(回)降伏要素分布図00.1累積貫入量(cm)0.050貫入量(cm)510152025300時間(s)-2.22E-16貫入試験結果(標準砂・密)-1-2-3-5-10-15-20-25-4E=10kPaE=100kPa図5E=1000kPa図3貫入試験結果(標準砂・密)Eの感度分析Laboratory model test and numerical analysis of the standard penetration test: A. Yoshida (Milcon, Co. Ltd.),T. Yamauchi, K. Arai, and H. Machihara (Univ. of Fukui)533540 3. 数値解析4.あとがき1) 計算モデル:衝撃載荷装置、サンプラー、地盤を地盤に拘束圧をかけた状態で SPT の模型実験を行い、軸対称要素で表し、有限要素法による動的応答解析で時間三軸圧縮試験によるE50 と数値解析で逆算したEの比較-沈下曲線を求める。Mohr-Coulomb の降伏基準を適用し、を行った。逆算したEはE50 より小さいが、強い非線形性降伏後は、関連流れ則に基づく弾完全塑性応力ひずみ関係をもつ砂の応力-ひずみ関係において、逆算したEの今後1), 2)を用いる。Newmark のβ法による直接積分を行う。の利用方法を検討する必要がある。図4で、各要素内の実線は、その要素が降伏していること時間(s)0と、すべり線の方向を表す。0.02φ を変化させて時間-沈下曲線を求めた結果、図5に示すようにEはサンプラー貫入量に大きく影響するので、貫入量から推定できることが分かる。図6に示すようにφは貫貫入量(cm)2) 感度分析:仮想的なモデルで地盤の弾性係数E、c、φ=0°-0.1φ=10°-0.2φ=20°-0.3φ=30°-0.4φ=40°3)計算結果:実験結果と数値解析結果の例を図7に示図6す。実験ではハンマーがバウンドして数回打撃する現象がE50 は、軸ひずみが小さい段階で求めているのに対し、逆算では大きなひずみでの変形係数を求めていると考えら貫入量(cm)す。逆算したEは、E50 よりも小さい。図9に示すようにれる。0.010.02-0.1-0.1-0.2-0.2-0.3-0.3-0.4-0.4緩い砂20020000510軸ひずみ(%)0510図7弾性係数E(kPa)4000実験逆算したEとE50との比較(密な砂)600400軸ひずみ(%)三軸試験結果0.020.03密な砂数値解析数値解析と実験の比較9000080000700006000050000400003000020000100000逆算したE(5cm貫入時)逆算したE(10cm貫入時)逆算したE(15cm貫入時)E50E500E50E50100200平均垂直応力σm(拘束圧)(kPa)逆算したE図90.01-0.5密な砂800図860000-0.5緩い砂時間(s)0.030ラー貫入量から逆算したEと、三軸圧縮試験の結果から求めた割線弾性係数E50 との比較を行った例を図8、9に示φの感度分析時間(s)0みられたので、最初の貫入量のみを評価している。サンプ8000.06-0.5入量に大きくは影響しない。主応力差(kPa)0.040図8逆算したEとE50 の比較(密な砂)逆算したEとE50 の比較参考文献1) 山内 崇史、荒井克彦、町原秀夫:動的コーン貫入試験の室内模型実験と数値解析、第 43 回地盤工学研究発表会、pp.161-162, 2008. 2) D. R. J. Owen, E. Hinton:塑性の有限要素法、科学技術出版社、1988.54
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  • タイトル
  • 簡易動的コーン貫入試験の周面摩擦補正の検討
  • 著者
  • 大倉祥平・大島昭彦・松村洋嘉
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 55〜56
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58540
  • 内容
  • 28C - 03第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月! '&)($%ēâ„„Ĕ  „ ½¹Ét w Œ´˜:2J>0J8Ğç³fØ9KJĀ\ýĚĞqĖ©« m   „Č „ XޒĜÔ JR ¼Êĝ ç³fØ9KJĀ\ýĚĜTMĞDCPT r#ĝ!öìĄďĞj¡'‡³, *НZ¯zþ¿(Ùy¯ĖĞ`yÈĖyÁĈÒõ‹Č糬¥ca…'ċ× ,-, ĞI=@hå•=@Ēõ‹yþ¿×*-,*ЉùÔæ҈ÿ,zÚ&Ğþ¿Ì“Ì ,yIqĖ©« +ĞĀ\¤£, Nd Yĉ,sĘ,¸|p!ĞDCPTqĖ©«à“/¢¨Ğ™ė/?G7΅)÷Å,&ý̱ÈЮձÈÀüë¾/êR,&) %ĞqĖ©«à“/¢¨,&ĞI=@š D /ÂÏ16mm d 12Ğ20mm ýĚ/ôĜ[ã9KJ!m—Óĝ*›»ý̱ÈĜJGS 1433-2003ĝdĞqĖ©«™ė/÷Å,&Ğ9KJ 50cm Ā\,?G7HJ</×ĞI=@/µûu+ 2 uăе¶?G7 M (Nğm)/΅Ĝ iÑĝ-!Ğ5K?D<=7FE:2J>0J8ý̦×-,±È΅?G7 M *ĞqĖ©«%Ğfs /I=@y-"ĞN d Y΅µ÷Å/TM1), 2)qĖ©«œc (N/m 2)ĞL /zOĀ\ď e (=0.1m)–+бÈϱÈôyI=@I=@Đ(m)qĖ©«ā(-,4AG6KEskin !ĕ…í-,Ĝ iÑĝEskin = fs ( DL)e  (1)ÄĞý̵΅-,?G7 M (Nğm)!Ğfs *•(2)Ç&*-Ğ•(1)•(2)/S\,ĞEskin !•(3)Ç&*-,M = fs ( DL)L±ĞĂď m (kg)2eD(2)Eskin =M2D@F1CBJDK òMě H (m)), 1  ª–+(3)4AG6KEblow !•(4),Ĝg !čcdć“ (9.81m/s2)ĝEblow = mg H(4)ĞqĖ©«ā(-, ªu­ Nskin !Ğĕ…í ,N skin =Eskin2e=MEblow mgHD(5))ĞqĖ©«/÷Å Nd’Y!΅ Nd Y)+ĞĕÇ&*-,N d ' = N d  N skin•(6) DCPT16Ğ20mm(6)ýĚºUĜm = 5kgĞH = 0.5mĞe = 0.1mĝ/S\ĞI=@š D 12Ğ}k/ä_,ĞNskin !--Ğ0.68MĞ0.51MĞ0.41M ,&)" # ÜĂyPW°†]xĜēßŒglĎĝĞ èžyPW]xĜē{¼gO‚ĝv(1)!Ğ3 áę- DCPT ýĚë¾/Ý 3)N]x'õ‹ 1.8m à“!QÒo%-,Ùy‹I=@š?G7΅}kĜuă·ĝƐI=@š'Ğuă·óÖ± Nd Y!ñ‘‰ Ğ?G7΅}kĜuăÐĝN d Y/ÝN]x&I=@/uă),qĖ©«VÍe¾. ø*-,L±ĞI=@š $²*  Nd Y! -![ã9KJĜۚ 25mmĝ)zÚ^ƒđ ĞI=@š $I=@y§( ĞqĖ©« ,&î*-,™ėv(2)M /×Ğ•(5)Ğ(6)qĖ©«/÷Å N d’Y,N]x'÷Åď Nskin Ÿ€‰ &ĞN d Y?G7 M 'Ô-+ĞI=@š $ M ! Ğ̓±n~d,v(3)!Ğ Nd’Y Ž! ĞNd’Y'̓±n~d,Zn/j+ĕ %!ð b| 3)ÂÏĀ\ýĚ;23K>J•:2J>0J8ýĚĝ%ĞI=@šĊ), Nd YÆą/Ý,ĞNï!̓é 5m TÌ΅Y͊,ZnŽ'úË--!ĞI=@š $?G7' ,ĞCorrection of Shaft Skin Friction on Portable Dynamic Cone Penetration Test,Oshima Akihiko, Matsumura Hiroyoshi and Okura Shohei (Osaka City University)55 001020Nd30 401216220506000M (Nm)51015220001020Nd'30 4060 00121620212162050Nd''30 404466668888(2) M60(4) R(3) Nd'10101050121620(1) Nd4(1) Nd20241010 š|Umèuá…ÀafßéÕçÇ¥0010Nd20 30 4050600022446121620820121620001020Nd'30 4050600012162021020Nd''30 405060121620244666(1) Nd888(1) Nd10M (Nm)51015(2) M(3) Nd'101010(4) R ̶Umèuá…q£aJvéÕçÇ¥ZÜ$‡(5)Ъà Nskin D69Š 12ê16ê20mm ~ê(( 0.68Mê0.51Mê0.41M '!ê8C/ M „¼«(!'ˆXD69ŠÝ$'„h哕Ъ$Ó¯ 'Êê{ã% ꘴ 4)©³ÙTÕç 'iV}®Ъ*bÊêD69ŠÝ*ʐЪ*¨ÔÇ¥êN d’Q<E?F‘”žD69¶'Ÿuoȍ\ R 4)è‡(7)$'êAHë<E?F™åÃêAA êA A’ë((;6.E0=D6/HIå™åÃê0 <E?F¶'Ÿuoȍ\éêD69™åà AR ~ê‡(8){çY*ÒWè±w–wD69ŠéN d12 'N 'N '2AH AA' R12 = d16  R16 = d20  R20R =0(7)AR12AR16AR20(AH + AA )(AA' + AR )(8)‡(8)*·êNd16’QЪ Nd’’Q*l(4)¿š|UmD69Š 12mm *â ê2m M°èºnM°éê¬Û¹$—e' )&ê ›®$D69Š„*Ъ 'Ê%('Kj DCPT Ç¥$&ênD69Sh哕‰æ*d&⛮8C/*²zê‡(6)Ъ'›®'Á† ^'Ê%('êh哕‰æ*d&â"êNd Q°†›gr]'Rgs)% %êh哕MtÑk'Ê%('êD69ŠÝ$ N d Q„¶' ¾Ö(ê݇(8)Ъ 'ꧡ¹Ó­%K‹<E?F‘”\~'D69[Ž#D69Š1FEŠ¬µêLÑk‰æ¨ÔŒÑ'Ê' 1) OÍ`Ë쀂œë-F8?56/B@2,E9ÕçÏÉÇ¥GPênڃxN2,E7+E03E>4,@¸Îؘäêpp.213-222ê1980.   2) R. Dahlberg and U. BergdahlëInvestigations on the Swedish Ram-Sounding Method, Proceedings of the European Symposium on   3) ¤¢êLëypp»×¦ 'Ɲ_¹1FEÙTÕçÞ·Ž¨ÔêÅ 44 jp»ƒx½Ä¸ÎNè’ÂJéê2009.   4) ußêL멳ÙTÕçiV}® N Qc‰æЪêp»ƒx4AF:CêVol.2êNo.4êpp319-328ê2007.Penetration Testing, Stockholm, June5-7, pp.93-102, 1974.56
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  • タイトル
  • 宅地地盤調査における簡易動的コーン貫入試験の適用性の検討
  • 著者
  • 松村洋嘉・大島昭彦・大倉祥平
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 57〜58
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58541
  • 内容
  • 29C - 03第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月2;( 5%1<:B>/#)9žŔ¬ěžŸžŸŖ Ÿ áßò‹  ž©Û¹B=QF;Q@ŦğÚyĊASQŃlĽŢŦ ’’Č „   ªŸŎŸ žiĖ°ÿ JR àó  ód '•ē9ŋ’Č!Ï 365/Ŧ[u% ’’Č9Ōë%ŀäŦҶ$Ġ‘¦ŦďŅ‘¦&q­1r‘Rċ‘&™Ć9ŀ*Ŧ’Č¿þ%¾•ē¸´Ť’ČIJ·9†.ť9ōÅ$6($3$°Â 12 ±&³Ğ•÷ñ&Ðë!’Čŀäħz36Ŧ-Ŧ‰Ēñ&vĺ%2 ’’Č&Wo‚3ā5³Ğü&éŗ0hĻĝ%l4Ŧ3%ŦÞ± 10 Ý3&d ĀĉÇh§įñ&×į%aŦ ’’Č&¿Īļf%£5ÁŁţ-5TÖ!ŦC=>SFQ´B=QF;Q@ĽŢŤSWSTť\χĕ 1113 €!’Čŀäñ"6%25ÏÈwĜ¡´Ùĕ6/Ŧ^1 ’’Č&ç÷Ċ$ŀäñ"$É36Ŧ5ŦSWST 'C?OMSK<QG%25ŝĊŃl"ŒňŃl&ÆÄj&ķŏŜ"ŦÍĩøC?OMSK<QGģâ%ºş5"$#&ŠŠù 4Ŧ&ŌĂ%'}qćÁ5½ĵ 56%£ŦğÚyĊASQŃlĽŢŤDCPTť'ŦıĦʼnő!ŦIQLS&īĄĭV%25yĊŃl%25/ŦSWST %î*Ńlèæ~ġ!841ŦĽŢ&ŜÚ²1ŀäńĂ„Ę²! 5"3Ŧ ’’Čŀä"' DCPT &ÖŌĂ¿ţ"0Ĩ 365!ޗ‡!'Ŧu— 1)%µĤŦžŔ’”& ’’Č9£ł% DCPT " SWSTŦç÷ŃlĽŢŤSPTť9įŦĽŢ&ģâ9îŊŦčœœg9åĻŦDCPT & ’’Č)&ŌĂ¿%åĹģâ9—‡5;(- $:B %’Čŀä9į 6 ’ùŤžŔ¬žë|ð¥ŦžŔ¬ė©|ƒŐŦžŔ¬ė©|ė©žŔ¬Ĵ|]ą–žŔ¬“à|ĮāàžŔ¬ïņť&cĦ9ĕ$Ŧ¢ř%ŀä9įӒ'n1@N=QH! 5Ŧ.7:ŚÌ ’’Č"$8.56 ’ù"0% DCPTŦSWSTŦSPT & 3 ęš&ĽŢ9į?,"$ŦDCPT 't— 2)!ĕˆŞÍÎ&IJë9į5Ť!'IJë Nd’j9 Nd j"4!0*=A&AJCTĕť;(6' 7+ %’ù&ŀäģâ9ĕŽ(1)ũ(4)'ďŅ‘ŦŽ(5)Ŧ(6)'Ġ¿‘Ze&’Č! ŤãþŽúťŽûś"$5/ĕ$ŦDCPT 'ijьĽŢ9įŦNd j&pÿ¿ţ"9Ēľŀä’ù5’ù"0ݦ 2m u¼'Ĕ9†.ċ‘¦! 5/ŦNd j1 Nsw j'$4žý% SWST !'ċ‘¦9Ńŋ5&Ŝ˜‚N j" N d j9îŊ5"Ŧô² 56m Ę²-!'šõ&k…b‘Ņ"’Č·²&Ģ›{9Ë 5"ŦNd j5"85Ŧô² 56mŤŽ(6)&ïņ!' 3mť_ô!' N jõ¤k…% 5&%£ŦNd j'~ŀ%šx4҂¿À& Nd j'ˆŞÍÎ&IJë9į5ŦôcĦ!~ŀšx5k…'ì--! Ť^¼&ĿŠťTÖŦNsw j" Nd j9îŊ5"ŦmeĊ%šõk…'b52 %Ķ 5Ŧ’ù%2Nsw j" Nd j&£¾œgĈ$53@#)9  (1)Ŧ(2)%Ŧ66’ù!ĸö N j" Nd jŦNd j" Nsw j&čœœg9-"/$Ŧ(3&žċ‘¦1Ĉ¯j"sÔ6FSD'ĎŦN jŤ0.51m ŒŘťŦNsw jŤ0.25m ŒŘť"„ô²"$5 Nd jŤ0.1mŒŘ&j3œÊť9ďŅ‘"Ġ¿‘%qJPEG5-Ŧ‘Ņí&FSD9Tê´!Œ®0&ŤŽY%Œ®´"čœgÑ9Ül6ť9¢ĥ!Ŧ_V&Ø»&ĐĚ 3),4)%25čœ´9đĥ!ĕÕ` 3)&´ŧ N d = 1.5NN jNd jNd jNsw j(N = 0.67N d )5(1)   4)   ďŅ‘ŧ Nd4ŧ N = 0.66N d , NdŨ4ŧ N = 1.1 + 0.30N d¨ă3 &´ŧ      Ġ¿‘ŧ Nd4ŧ N = 0.75N d , NdŨ4ŧ N = 1.7 + 0.34 N d(2)   4)   ďŅ‘ŧ N d = 3Wsw + 0.22N sw¨ă3 &´ŧ      Ġ¿‘ŧ N d = 4Wsw + 0.15N sw(4)(3)(5) Ž(1)& N jNd j!'ŦďŅ‘'FSD%11(3 5Ť’ù%25«0 5ťŦŒ®´'´(2)"+,TĬ5TÖŦ´(1)'Uŕj9X *Ŧ„ N j%£5Ġ¿‘0(3 5ŦŒ®´'´(3)"$4Ĉ$4ŦďŅ‘%îNd jž$5œg"$Ž(2)& N d jNsw j!'ŦďŅ‘ŦĠ¿‘"0%FSDžApplicability of Portable Dynamic Cone Penetration Test for Residential Ground Invetigation,Oshima Akihiko, Matsumura Hiroyoshi and Okura Shohei (Osaka City University)57 0010N Nd 20 30 40 500060210N Nd 20 30 40 5000602244N Nd 20 30 40 501060 (m)668868(1)     100000.5 1Wsw (kN)10(2) 50 100 150 200Nsw N Nd 20 30 40 50    6010N  Nd 20 30 40 506 610050 100 150 200Nsw % ɓ½rB•³XV6DCPTSPTSWST(6) )d '"ÉWsw150 100 150 200252050“½rÆÉSWST “½rB—®((ÉDCPT0.5 1Wsw (kN)50 100 150 200Nsw   Nd=6.6+0.14Nsw (R= 0.523) Nd=19+0.11Nsw (R= 0.290)(4)(2) NdNsw(5)NNd  ?9$&ÉDCPT  SPT ˆµ10040ŸW•³XÉ¡rX"o(4)É(5)$&" Nd F^    60  N= 0.33Nd (R= 0.657) N= 0.12Nd (R= 0.464)(1)(1)NNd(2)(3)koo(4)¶É¡rXVkoo(5)$&"T Nd Fc Nsw F0.56048Wsw (kN)Nsw      RYŠ°‚£3050 100 150 200Nsw N Nd 20 30 40 5010(5) (4) 0.5 1Wsw (kN)0.5 1Wsw (kN)2810010000DCPTSPTSWST8    604 (m)DCPTSPTSWSTDCPTSPTSWST(3) 50 100 150 200Nsw 24 (m)0.5 1Wsw (kN)002    100DCPTSPTSWST (m) (m)4 (m)DCPTSPTSWST30151020510 SPT TJ±G'cÉSWST 7V´±G&ɱG…„Ž'!¤%('0010203040Nd5060000.51Wsw (kN)50100150Nsw 200  N FNd F Nd FNsw F“½½DDCPT )bÀ§bsÉSPT ˆY’pm¢ \L)w' 'ɑXf±G:P'[S] SWST ˆ±G¥HÆ—® ‹‡¿‰m 56m ™m(ÉDCPTaYY’°‚¸ŒrƤ%('ÉtJ¬Å)§ &IH'#É15+32648$'v­!žM¾r' %ɦJ¬Å…¼=q¯Ä¤%('          1)2)3)4)^i, >ÊaYY’c'Rš/,60*6-¬ÅˆµCɝ 42 VY’j`–œ¨AÉNo.35Épp.69-70É2007.€, >Ê }J.86±G¬ÅUÃxy©†ƒ«É 44 VY’j`–œ¨AÇu›;ÈÉ2009.{@EÊ|_²zºªrа‚ÉY³°‚É1986 lɝ 1 QÉpp.73-76É1986.hK<7~gNn7”e7»O·ÁʑX¨f¹X³pm½'Žš/,60*6-¬Å£“½rÉXZ˜Évol.40ÉNo.411Épp.11-16É1992.58
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  • タイトル
  • コンビネーションコーンの軟弱地盤への適用性
  • 著者
  • 利藤房男・伊藤義行・本間史祥
  • 出版
  • 第44回地盤工学研究発表会発表講演集
  • ページ
  • 59〜60
  • 発行
  • 2009/07/15
  • 文書ID
  • 58542
  • 内容
  • 30C - 03第 44 回地盤工学研究発表会(横浜)    2009 年 8 月コンビネーションコーンの軟弱地盤への適用性静的コーンスウェーデン式サウンディング平板載荷試験応用地質㈱国際会員応用地質㈱正会員都市再生機構○利藤房男伊藤義行本間史祥1.はじめに宅地地盤の支持力を把握するために、コンビネーションコーン(CPTC)を開発した1)。コンビネーションコーンとスウェーデン式サウンディング試験(SWS)の比較実験により盛土の性状によっては SWS 試験結果にロッド周面摩擦が影響することがわかった確認した2)。また、CPTC 試験と表面波探査を併用することで、面的な調査を効率よく実施できることを3)。本報告では、SWS 試験で精度よく支持力を得ることが難しい自沈を生じるような軟弱地盤で、CPTC 試験と SWS 試験、更に平板載荷試験(PLT)の比較実験を実施したので、その結果について報告する。2.比較実験サイトの土質特性表-1比較実験は、関東圏の宅地造成現場で実施した。当地区は、主にロームによる盛土が存在し、SWS 試験では自沈を生じる軟弱なところがある。土質特性は、表-1 に示す。深度 1~3m 付近及び 4~5m 付近にはロームが存在する。シルト、粘土分が主体で、自然含水比は約100%を超えている。深度 3~4m 付近には軽石質火山灰が存在する。細粒分と粗粒分がほぼ同程度であるが、自然含水比は約 130~180%土質名深度粒度(%)礫分砂分シルト分粘土分自然含水比(%)液性限界(%)塑性限界(%)飽和度(%)ローム盛土の土質特性上部ローム1~3m09~2228~6330~5996~119118~13956~7678~92火山灰3~4m0~529~5128~4812~24127~181116~16759~9359~83下部ローム4~5m09~2942~4922~4696~149101~14659~7494~96とロームよりも高い。3.実験の方法比較実験は、同一の宅地内の近接した位置で、CPTC試験、SWS 試験及び PLT 試験を実施した。CPTC 試験及び SWS 試験の深度は 5m までとした。PLT 試験は、SWS 試験で自沈を生じる部分を選定して実施した。CPCT 試験は、深度 20cm 毎に静的貫入を行った。静的貫入と静的貫入の間は、コンビネーション機能を用いて動的貫入した(図-1 参照)。4.実験結果と考察(6)(7)(1)(2)(3)(4)(5)静的貫入開始 静的貫入時 静的貫入終了時 動的貫入時 (4)の 動的貫入時 動的貫入終了時時(外管のみ貫入) 終了時 外管、内管、およびおよび動的貫入開始時先端コーンが 静的貫入開始時貫入実験結果は、地盤の長期許容支持力に換算して図-2及び 3 にまとめた。図-2 において、SWS 試験で自沈を生じる軟弱地盤は、地表から概ね深度 3m 付近までの上部ローム層である。CPTC 試験では、地表面下 0.5m~2.5図-1 コンビネーションコーンの貫入手順m 間の平均 qc 値を基に、次式より長期許容支持力を算定した。qa=0.059・qc4)(1)SWS 試験は、同様の深度の Wsw 値、Nsw 値を基に、都市再生機構の支持力評価式により長期許容支持力を算定した(国土交通省告示第 1113 号は、自沈した場合に支持力が決まらないので使用していない)。qa=38・Wsw+0.64・Nsw (kN/m2)(2)PLT 試験は、極限支持力の 1/3 あるいは沈下量 30mm での載荷荷重の 1/3 を長期許容支持力とした。SWS 試験で自沈を生じている地表面下 0.5m~2.5m 間の結果は、一部を除き CPTC 試験と SW 試験結果は傾向としては比較的一致している。ただし、図-2 の深度分布図を詳しくみると、CPTC 試験は地盤の細かな強度の分布状況を確認出来るが SWS 試験ではやや不明瞭である。これは、SWS 試験では自沈時の荷重載荷の制御が難しいことなどによる自沈部分の正確な評価の困難さが現れているものと考えられる。特に、NO3 及び 6 地点の深度 1m 付近においては、CPTC試験では極端に支持力の小さい部分が存在するが、SWS 試験ではこれを捉えられていない。また、NO5 地点の深度 1~3m 付近では、CPTC 試験では強度に強弱が見られるが、SWS 試験ではまったく一定となっている。深度 3m 付近以深のやや硬質な地盤では、SWS 試験結果は CPTC 試験結果よりも小さめの長期許容支持力を示している。CPTC 試験と PLT 試験の結果は、よく一致している。式(1)は、関東圏、関西圏の多くの盛土地盤での CPTC 試験とPLT 試験結果の相関から求めたものであるが、今回のような高含水比の軟弱なロームにおいてもほぼ成立していることが確認できた。Applicability of combination cone for soft ground:Fusao Rito, Yoshiyuki Itoh (OYO Corporation) and Fumiyoshi Honma (Urban Renaissance Agency)59 長期許容支持力比較 No.1長期許容支持力比較 No.2q a (kN/m2)050100150200250300013150100150長期許容支持力比較 No.4長期許容支持力比較 No.3q a (kN/m2)q a (kN/m2)q a (kN/m2)2002503000134501001502002500300100150200250300130133コンビネーションqa50コンビネーションqaコンビネーションqaコンビネーションqaSWS130133132SWS平板載荷試験129SWS128131130127標高 H m128標高 H m131標高 H m132標高 H m129127130129126126129128125125128127124124127126123長期許容支持力比較 No.5長期許容支持力比較 No.6q a (kN/m2)050100150長期許容支持力比較 No.7q a (kN/m2)200250300013050100150長期許容支持力比較 No.8q a (kN/m2)2002503000132129SWS50100150q a (kN/m2)2002503000134100150200250300131コンビネーションqaコンビネーションqaSWSSWS13150コンビネーションqaSWS133130平板載荷試験平板載荷試験平板載荷試験コンビネーションqa128SWS130132129129131128標高 H m標高 H m標高 H m127標高 H m平板載荷試験126128130127125127129126124126128125123125127124図-2CPTC 試験、SWS 試験及び PLT 試験結果から算定した長期許容支持力深度分布図605.謝辞宅地地盤の支持力調査法の精度向上を目的としてコンビネーシ502SWS,平板載荷試験 q a (kN/m )ョンコーンを開発し、現地においてさまざまな比較実験を実施した。開発に対するアドバイスや実験場所を提供していただいた、都市再生機構の関係者の皆様方に深謝いたします。【参考文献】1) 利藤房男,伊藤義行,人見孝,松尾秀幸:動的静的コーンの開発,第4030SWS2040 回地盤工学会研究発表会講演集,PP47~48,2005,7.平板2) 利藤房男,米森博喜,加賀靖男,西村真二:動的静的コーン貫入試験とスウェーデン式サウンディング試験結果の比較第 41 回地101020盤工学研究発表会講演集,PP169~170,2006,7.30405060コンビネーションコーン q a (kN/m2 )3) 利藤房男,西村真二,好田繁:動的静的コーンと表面波探査による宅盤調査方法,第 42 回地盤工学会研究発表会講演集,PP65~66,2007,7.図-3長期許容支持力の対比図4) F. Rito, N. Sugawara: Development and field application of static cone penetrometer combined with dynamic penetration, The 17thICSMGE. (投稿中)60
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