第 3 回日本地震工学シンポジウム (2) 本研究では 礫や細粒分を多く含む中間土を対象に 中間土で埋立てられた実地盤の原位置試験を行い 貫入抵抗値やせん断波速度を求める さらに 埋立に用いられた試料の室内試験を行い 物理特性や液状化強度 液状化後の変形特性を調べる これらの一連の実験により 礫を含

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1 PS3-Sat-2 第 3 回日本地震工学シンポジウム (2) 礫を含む中間土の液状化特性 Liquefaction characteristic of intermediate soil including gravel 原忠 ) 豊田浩史 2) 高田晋 3) 4) 中村公一 Tadashi HARA, Hirofumi TOYOTA 2, Susumu TAKADA 3, Kouichi NAKAMURA 4 ) 高知大学教育研究部自然科学系農学部門 准教授工博 Associate professor, Kochi University, Dr. Eng. haratd@kochi-u.ac.jp 2) 長岡技術科学大学工学部環境 建設系 准教授工博 2 Associate Professor, Nagaoka University of Technology, Dr. Eng. toyota@nagaokaut.ac.jp 3) 長岡技術科学大学工学部 大学院工学研究科 3 Graduate student, Nagaoka University of Technology 4) 鳥取大学工学部土木工学科 助教工博 4 Assistant Professor, Tottori University, Dr. Eng. ABSTRACT: Liquefaction potential evaluation is one of the most important issues in the seismic design of structures. Although a lot of research on liquefaction characteristics of sands has been carried out so far, well-graded gravelly soil has not been investigated so much in terms of liquefaction. In this research, in-situ investigations and laboratory tests were performed in order to clarify the effect of fines and relative density on liquefaction characteristics of intermediate soil including gravel. キーワード : 液状化 中間土 礫 細粒分 原位置試験 三軸試験. はじめに近年 砂質土を対象としてきた地震時の動的問題が 従来の均等係数の小さい砂のみから砂礫や非塑性な細粒分を多く含む土質まで広がりつつある 兵庫県南部地震 (995 年 ) では ポートアイランドなどの埋立地において 従来液状化しにくいと考えられてきた礫分を 3~6% と多く含みシルト分までの広範囲な粒度分布を有するまさ土が液状化し 多くの構造物に甚大な被害を与えた ) 礫質土の液状化は 米国ボラーピーク地震 (987 年 ) での河床堆積礫 2) 3) や北海道南西沖地震 (993 年 ) の岩屑なだれ礫でも確認されている 埋立地盤に限らず 堆積年代の若い沖積地盤は砂や礫 シルトなどの粒径が大きく異なる土粒子が混合する土質が点在しており 粒度分布の広い土質は強度定数の判断や液状化判定に苦慮するケースが多い 近年では 資源の有効活用の観点から 膨張性やスレーキング性を有する低品質な粗粒土や粒径の大きい解体ガラ 産業廃棄物を埋立材料として積極的に利用する動き 4) が見られる このような背景から 礫や細粒分を含む土質の液状化特性の解明は重要な課題のひとつと言える 礫分が液状化強度に及ぼす影響を調べた事例は 礫分含有率や粒度組成 相対密度などに着目した研究 5),6),7) が報告されているが 均等係数の小さい砂質土に比べ未解明な部分が多い 一方 細粒分が砂質土の液状化強度に及ぼす影響を調べた事例は 塑性指数に着目した研究 8) シルト分含有量に着目した研究 9) 粘土分含有率に着目した研究 ) など数多く報告され 現在までに細粒分の量やそれに含まれる粘土の種類 塑性の有無が砂質土の液状化特性に影響を及ぼすことが明らかにされている -478-

2 第 3 回日本地震工学シンポジウム (2) 本研究では 礫や細粒分を多く含む中間土を対象に 中間土で埋立てられた実地盤の原位置試験を行い 貫入抵抗値やせん断波速度を求める さらに 埋立に用いられた試料の室内試験を行い 物理特性や液状化強度 液状化後の変形特性を調べる これらの一連の実験により 礫を含む中間土の液状化特性を考察する 2. 調査地点の概要礫を含む中間土の埋立地盤の例として 和歌山県有田郡広川町広湾に立地する埋立地を調査地点に選定した 図 に対象地点の全景を示す 当該地は広川町の広川河口部に位置し 東西約 25m 南北約 5mの広さを有する 埋立地は南北で土地利用形態が異なり 北側は町役場 町民体育館 健康福祉センター 町民多目的広場などの公共施設に 南側は主として分譲住宅地に利用されている 埋立地の東側には安政南海地震での津波被害を契機に濱口梧陵らにより築造された広村堤防が立地し 埋立地盤の周囲は重力式護岸で囲われている 埋立ては 近隣の広川町風力発電所建設時の切り取り材料や湯浅御坊道路建設時のトンネル掘削残土を主な材料として 993 年に着工し 995 年に完成した 掘 削土は有田川流域より南側に分布する中世層の砂岩および泥岩で 母岩は地下水の影響を受け風化が進んでいる 図 2 に広川町役場に隣接する健康福祉センター建設時に行ったボーリング調査により推定された地質断面図 ) を 図 中の A-A 断面について示す これによれば 埋立層 (FL) は G.L.-4.75m 付近までほぼ水平に広がり それ以深は砂岩層 (S s ) に到達するまで沖積砂層 (A s ) 粘土層 (A c ) 砂礫層 (A g ) が西側に傾斜しながら互層に堆積している 図 2 中には標準貫入試験により得られた深度と N 値との関係を併せて示している 埋立層の N 値は 礫当たりの影響を受け 5 以上の結果が見られるが 全体的には礫を含む粒度分布の良い地盤であるにもかかわらず N=3~ 程度の低い値を示している G.L.m -4m -4m -24m 和歌山県 広川対象地点 広川町役場 約 25m A A 埋立地 N 健康福祉センター 住宅地 約 5m 広湾 図 調査地点の全景 ( 和歌山県広川町 ) N 値 3 6 N 値 A A 3 6 FL As Ac Agb Ag Ag2 Ss-Ms Ss 埋土層砂質土層凡粘性土層第四紀沖積世 ( 沖積層 ) 玉石混じり砂礫層例第 砂礫層 (As: 挟み砂層 ) 第 2 砂礫層 (Ac: 挟み粘土層 ) 砂岩 泥岩互層中生代白亜紀砂岩層 ( 秩父黒帯中帯 ) 図 2 埋立地盤の地質断面図 ( 文献 ) に加筆 ) 3. 礫を含む中間土で埋立てられた地盤の原位置試験対象地点の深さ方向の軟硬を面的に調べるため 原位置にてスウェーデン式サウンディング試験 ( 以下 SWS 試験と称する ) および表面波探査試験 ( 以下 RWI 試験と称する ) を行った 図 3 は埋立地盤の平面図と原位置試験実施地点を示したものである SWS 試験は護岸に近接した町民多目的広場付近を中心に行い RWI 試験はそれを包括する東西 南北方向の 5 測線を設定した 図 4 に SWS 試験結果の一例を深度と N 値の関係で示す 2) ここでの N 値は 稲田 3) により提案された礫 砂 砂質土を対象とした換算式により求めている 図中の柱状図は 貫入過程で発生する貫入音やロッドに伝わる感触 ロッドやスクリューポイントに付着した土などから推定したもので 地下水位は金尺による貫入試験後の調査孔からの複数回の水位測定記録の平均値 (G.L.-2.6m) で示している 貫 -479-

3 第 3 回日本地震工学シンポジウム (2) (m) 2 3 RWI-2 : 礫混じり砂 : 砂礫換算 N 値 RWI RWI-3w RWI-5 RWI- RWI-3e 深さ D (m) :SWS 試験 ( 数字は測点番号 ) :RWI 試験 ( 数字は測線番号 ) 8 図 3 原位置試験実施地点 測点 No.9 図 4 SWS 試験結果の一例 ( 測点 No.9) 入抵抗値は G.L.-.95m 付近までは地表面の敷きなら (m) しに用いた砂礫に貫入ロッ ドが当たり N=~5 の間で大きく変動している そ深れに対し G.L.-.95m 以深 5 では N=3~6 の極めて緩い 度 自沈層が連続して分布し 5 G.L.-4.5m 以深では再び N 値が急増している 図 2 の 2 標準貫入結果と比較した場 合 調査地点や試験方法は 異なるが SWS 試験結果と 同様に G.L.-2m~-4.5m 付近まで N= 程度の軟弱な埋立層が確認される N 値柱状図 SWS(No.9) SWS(No.8) SWS(No.7) (m) 距離程 図 5 に RWI 試験結果で得られた表面波探査構造断面の一例を 測線 RWI-3w について示す V s の大小より想定される地盤の軟硬と深度との関係は 図 2 や図中の N 値の分布と良く対応している すなわち 地表面付近では V s =26m/sec 以上の硬質な地盤がほぼ水平に分布するが G.L.-2.5m 以深の埋立層では 兵庫県南部地震で液状化した埋立まさ土の S 波速度の平均値 4),5) とほぼ同程度の V s =2~22m/sec の速度の低い軟弱層がほぼ一様に堆積している G.L.-4.5m 以深では 深度の増加とともに V s は明瞭な増加傾向を示している 図示してはいないが 測線 RWI-5 では V s =6~2m/sec の軟弱層が G.L.-2.5m~4.5m 付近にほぼ水平することを探査断面より確認している 以上の原位置試験結果をまとめると 広川土の埋立層は N 値が 5 程度の軟弱層が G.L.-2m~-4.5m 付近まで分布し その S 波速度は 2~22m/sec である Kokusho Yoshida の研究 6) によれば 液状化が生じた礫質土の N 値は 5~ 程度 S 波速度は 6~2m/sec 程度とされている 原位置試験結果のみから判断すれば 定性的には対象地点は液状化が生じる可能性が高い地盤であると言える 図 5 表面波探査断面の一例 ( 測線 RWI-3w) S 波速度 (m/sec) -48-

4 第 3 回日本地震工学シンポジウム (2) 4. 礫を含む中間土の室内試験 4. 物理試験試験試料は 実際の埋立てに用いられた最大粒径が 26.5mm の礫を含む中間土 ( 以下 広川土と称する ) で 細粒分の固結による団粒化を防ぐため 材料仮置き場より撹乱採取したのち 週間程度天日乾燥した 図 6 に埋立土の粒径加積曲線を示す 試料の粒度組成にはある程度の幅がみられ 細粒分含有率 F c は ~ 5% 礫分含有率 2~7% と計算される 目開き.425mm ふるい通過した広川土の塑性指数 I p は 7 で 試料にはある程度の塑性分が含まれる 粗粒材の比重 吸水率試験 (JIS A ) で求めた粒径が 2mm 以上の礫粒子の吸水率は Q=2~2% と大きく 多孔質で風化度が高い特性を示している 岩のスレーキング率試験方法 (JHS -26) により求めた礫粒子のスレーキング率 R s は 4%~7% 2) と計算され 粒子径の小さい礫ほどスレーキング性に富み 乾湿繰返しにより細粒化する可能性が大きいことが分かる 図 7 は礫の最小密度 最大密度試験より得られた広川土の最小 最大密度を 細粒分含有率との関係で示したものである 同図中には 堅硬な河床砂礫に異なる細粒分加えた室内調整試料 7) や兵庫県南部地震後に不撹乱採取したまさ土 8) の同様な関係を併せて示す 2 U c=.3~ 粒径 (mm) ここでのプロットは 最小密度試験については 回 最大密度試験については 5 回の結果の平均値であり 細粒分含有率は図 6 の粒径加積曲線の中間的な値 で示している これより 広川土の最小 最大密度は 細粒分含有率の違いによらず均等係数の大きい 河床砂礫や粒子破砕性の大きいまさ土に比べて小さい値を示すことが分かる 4.2 液状化特性 広川土の液状化特性や液状化後の変形性に及ぼす相対 密度や細粒分含有率の影響を調べるため 室内繰返し三 広川土 A(Fc=8%, Uc=9.) 軸試験機による系統的な実験を行った 7) 図 8 に試験試 8 広川土 B(Fc=%, Uc=23.8) 料の粒径加積曲線を 表 に試験試料の物理特性をそれ ぞれ示す 試料は図 6 に示した現地土のほぼ中間的な粒 6 度組成になるよう室内調整した試料 ( 以下 広川土 A と 4 称する ) と 広川土 A の細粒分を目開き.75mm ふる いで水洗いし 細粒分を除去した試料 ( 以下 試料 B と 2 称する ) の 2 種類を用いた... 供試体は粒子分級による影響を最小限に抑えるため 粒径 (mm) 別途用意した容器内で試料を 5% 程度の含水比になるよ図 8 試験試料の粒径加積曲線う調整した後 直径 49mm のランマにてモ 表 試験試料の物理特性 ールド内で一定に締固 試料名 ρ s (g/cm 3 ) ρ dmin (g/cm 3 ) ρ dmax (g/cm 3 ) e max e min I p D 5 U c めるウエットタンピン広川土 A グ法により作成した 広川土 B NP 各試料とも圧密後供試 通過質量百分率 (%) 最小 最大密度 (g/cm 3 ) 広川土 (Dmax=26.5mm) 図 6 広川土の粒径加積曲線 ホ ートアイラント まさ土 広川土 ( 本研究 ) 河床砂礫 + 成田砂細粒分 ( 文献 7) 河床砂礫 + まさ土細粒分 ( 文献 7) ホ ートアイラント まさ土 ( 文献 8) 東灘まさ土 ( 文献 8) 東灘まさ土 最大密度 最小密度 細粒分含有率 F (%) c 図 7 広川土の最小 最大密度試験結果 通過質量百分率 (%) -48-

5 第 3 回日本地震工学シンポジウム (2) 軸ひずみ εa (%) Δu/σc ' 広川土 A 室内調整試料ウエットタンピング法 D r =5%,σ c' =49 kpa 5 5 時間 (sec) D r =5%,σ c' =49 kpa 5 5 時間 (sec) 軸ひずみ εa (%) Δu/σc ' 広川土 B 室内調整試料ウエットタンピング法 D r =48%,σ c' =49 kpa 時間 (sec) D r =48%,σ c' =49 kpa 時間 (sec) (a) 広川土 A(D r =5%) (b) 広川土 B(D r =48%) 図 9 繰返し非排水三軸試験の時刻歴の例 (D r 5% 供試体 ) 体の相対密度が D r 4% 3 4 広川土 A 室内調整試料広川土 B 室内調整試料 5% 6% になるよう作成 2 時の試料投入量を調整した 2 各供試体とも背圧は 98kPa とし 間隙圧係数 B が.96 以上であることを確認した - -2 後 埋立層の有効土被り圧 -2 D にほぼ等しい有効拘束圧 r=5%,σ ' c =49 kpa D r=48%,σ ' c =49 kpa -3-4 σ c =49kPa で等方圧密した 平均有効主応力 p ' (kn/m 2 ) 平均有効主応力 p ' (kn/m 2 ) 圧密時間は 時間程度としたが この時間内で排水量図 有効応力経路の例 (D r 5% 供試体 ) が完全に落ち着くことを確認した 広川土 A の一部については 液状化特性に及ぼす過圧密効果を確認するため 所定の圧密応力で先行圧密した後に排水除荷し OCR=3. の過圧密供試体を作製した 液状化試験は.Hz の正弦波軸応力を非排水条件で加え 両振幅軸ひずみ DA が 5% に到達するまで繰返し載荷した なお 供試体側面の平滑度は全体的によく メンブレン貫入補正の影響は小さいと判断した 9) 図 9 は繰返し非排水三軸試験により得られた軸ひずみ 過剰間隙水圧比の時刻歴の一例を D r 5% 供試体について示したものである 図 9(a) の広川土 A では 繰返しせん断に伴い載荷初期から過剰間隙水圧が蓄積され 繰返し回数の増加とともに軸ひずみε a が緩やかに増加するが 両振幅軸ひずみ DA が 5% に達した後も過剰間隙水圧比 Δu/σ c は に達しない それに対し 図 9(b) の広川土 B では 過剰間隙水圧は載荷初期で急激に増加し 繰返し回数の増加と共に軸ひずみが大きくなっている 過剰間隙水圧比は 両振幅軸ひずみ DA がほぼ 2% に達した時点で.8 を超え DA=5% で に達する 図 は図 9 の試験結果を有効応力経路で示したものである 広川土 A は繰返し回数の増加と共に平均有効主応力が低下する緩い砂質土に類似の挙動を示すのに対し 広川土 B は変相線到達後の有効応力の低下が抑制され 密な試料に見られるサイクリックモビリティーの挙動を示している 図 2 は一連の繰返し非排水三軸試験結果を ネッキングの影響の軽微な両振幅軸ひずみ DA が 2% に達した時の繰返し応力比 σ d /2σ c と N c の関係でまとめたものである 広川土 A は塑性指数で判断した場合 道路橋示方書 2) で示された液状化の判定を行う必要のある土質条件の範囲外の試料ではあるが N c =2 で定義された液状化強度 R L2 は D r の違いによらず R L2 =.7 程度の低い値を示している それに 偏差応力 q (kn/m 2 ) 偏差応力 q (kn/m 2 ) -482-

6 第 3 回日本地震工学シンポジウム (2) 繰返し応力比 σd/2σc ' 広川土室内調整試料ウエットタンピング法 σ c ' =49 kpa 広川土 A 広川土 B 広川土 A(Fc=8%, Dr=34-42%) 広川土 A(Fc=8%, Dr=47-53%) 広川土 A(Fc=8%, Dr=54-67%) 広川土 B(Fc=%, Dr=37-42%) 広川土 B(Fc=%, Dr=48-52%) 広川土 B(Fc=%, Dr=55-57%) 河床砂礫 (Dr=5%, Fc=%, 文献 6) 河床砂礫 (Dr=6%, Fc=%, 文献 6) 繰返し応力比 σd/2σc ' 広川土室内調整試料ウエットタンピング法 σ c ' =49 kpa 広川土 B (OCR=.) 広川土 A (OCR=.) 広川土 A(OCR=., Fc=8%, Dr=54-67%) 広川土 B(OCR=., Fc=%, Dr=55-57%) 広川土 A(OCR=3., Fc=8%, Dr=47-53%) 河床砂 (Dr=59-6%, 文献 6) 河床砂礫 (Dr=59-6%, 文献 6) PI まさ土不撹乱試料 (Dr=58-66%, 文献 8) 広川土 A (OCR=3.). 繰返し載荷回数 N c (DA=2%). 繰返し載荷回数 N c (DA=2%) 図 液状化強度曲線図 2 液状化強度曲線 (D r 6% 供試体 ) 対し 広川土 B は D r 4% 供試体の液状化強度は広川土 A に類似するが 全体的には相対密度の増加に伴い液状化強度が大きくなる 同図中には同程度の相対密度を有する河床砂 砂礫 ポートアイランドまさ土不撹乱試料より得られた同様な関係 6),8) を併せて示している R L2 で比較した場合 広川土 A が同程度の相対密度を有する供試体に比べ低い値を示すのに対し 広川土 B は細粒分の除去により砂や礫粒子のかみ合わせが発揮され 既往の研究事例にほぼ等しい値が得られている 一方 図 2 に示す圧密後の D r が 6% の供試体同士で比較した場合 過圧密履歴を与えた広川土 A の液状化強度は OCR=. の広川土に比べ 細粒分を含む試料であっても砂質土 2) と同様に大幅に増加している 図 2 は D r 5% 供試体の液状化試験後の再圧密試験結果の平均値を 有効拘束圧 σ c が 49kPa に達した時点での体積ひずみε v で示したものである ここでの体積ひずみは,DA が 5% に到達した時点で直ちに載荷を停止し 再び排水状態に戻した時点でのビューレットの排水量を液状化試験前の初期圧密完了時を原点として整理している 供試体毎の体積ひずみ発生量のばらつきは 広川土 A でε v =4.2%~5.%, 広川土 B でε v =3.~4.% 程度である 再圧密過程での過剰間隙水圧の消散に伴う体積変化の平均値は 広川土 A に比べ細粒分を除去した広 広川土 A (Uc=9.) 広川土 B (Uc=23.8) 河床砂 (Uc=.44) 河床砂礫 (Uc=3.) 河床砂 (Uc=5.83) 河床砂礫 (Uc=35.2) まさ土 (Uc=3.74) 体積ひずみ ε v (%) 平均値 (ε v=4.2~5.%) 平均値 (ε v=3.~4.%) F c=%( 文献 23) F c=%( 文献 6) F c=2%( 文献 22) 図 2 液状化試験後の再圧密試験結果 (D r 5%) 2 広川土室内調整試料 ウエットタンピング法 D r 5%... 粒径 (mm) 7),22),23) を併せて示す 広川 川土 B が小さい 同図中には D r =5% の河床砂 砂礫 まさ土の同様な関係土の液状化後の体積変化は F c の違いによらず堅硬な粒子を有する河床砂礫より大きく F c =% の河床砂や非塑性な細粒分を含む河床砂礫 粒子破砕性の大きいまさ土に類似している 通過質量百分率 (%) 供試体作成前 締固め後液状化試験後 図 3 三軸試験前後の粒径加積曲線の比較 -483-

7 第 3 回日本地震工学シンポジウム (2) 図 3 は D r 5% 供試体の繰返し非排水三軸試験前後の粒径加積曲線を比較した一例である ここでの締固め後の粒径加積曲線は 供試体作成後直ちに解体した試料の粒度試験結果であり 液状化試験後の粒径加積曲線は繰返しせん断後の再圧密試験後の供試体の結果を示している これより 本研究で得られた範囲では 液状化後締固め後や液状化試験後の粒度分布は供試体作成前に比べ左に大きくシフトしており 締固めや圧密 せん断過程では主に 2mm 以上の礫粒子が破砕している 粒径加積曲線より計算した試料の粒子破砕率 B M 24) は, 締固め直後は 25%, 圧密 繰返しせん断過程は 2% と計算される 5. 貫入試験結果に基づく埋立地盤の液状化判定と三軸試験結果との比較図 4 は埋立地盤の N 値より計算したタイプ 地震動に対する液状化強度比 R を 道路橋示方書 2) で示された砂質土 (F c =8%) 礫質土(D 5 =mm) に対する液状化強度比 R L の評価式で比較したものである 埋立層の液状化強度比 R は SWS 試験 標準貫入試験で得られた地下水位以下の N 値の平均値より計算した値である 貫入試験結果より予測した埋立地盤の液状化強度比は同程度の N 値で比較した場合 3% 程度の礫を含む場合であっても道路橋示方書で示された砂質土の評価式に.8 道路橋示方書 ( 砂質土,Fc=8%) ほぼ類似している 一方 繰返し非排水三道路橋示方書 ( 礫質土, 平均粒径 mm) SWS 試験 (No.9) 軸試験で得られた広川土 Aの液状化強度比.6 標準貫入試験 (No.2 孔 ) は相対密度の大小によらず R L2 =.6~.9 程度の低い値を示しており 標準貫入試験.4 により予測された液状化抵抗値とはギャップが見られる すなわち 中間土の液状化強度を N 値で推定する場合 本研究で得ら.2 広川土 A R L2 範囲 (D r=4-6%) れた結果の範囲では既往の指針に見られる細粒分含有率による割り増しにより液状化 強度が過大評価される可能性がある 今後 2 3 換算 N 値 N は不撹乱試料を用いた実験を行うなど 両 者の比較には十分な検討が必要である 図 4 液状化強度評価式 2) との比較 液状化強度比 R 6. 結論礫を含む中間土 ( 広川土 ) を対象とした原位置試験 室内試験から以下の主要な知見が得られた () 礫を含む中間土で埋立てられた地盤の N 値は 5 程度 S 波速度は 6~22m/sec であり 礫質土で液状化が確認された地点とほぼ同程度の小さな値を示す (2) 埋立に用いられた広川土は細粒分や礫分を含む粒度分布の良い中間土である 礫粒子は多孔質で風化度合いが大きく スレーキング性に富む (3) 広川土の液状化強度は 細粒分の影響を大きく受ける 液状化後の変形特性は 細粒分含有率の違いによらず粒子の堅硬な砂質土や礫質土に比べて大きく 礫を含む材料であっても緩い砂とほぼ同程度の大きな値を示す (4) 広川土は 締固めや圧密 繰返しせん断過程で礫粒子に破砕が生じる (5) N 値より推定した広川土埋立地盤の液状化強度比は 3% 程度の礫分を含む場合であっても道路橋示方書で示された砂質土の評価式にほぼ類似している 室内試験により得られた液状化強度と標準貫入試験の推定値とはギャップが見られる 謝辞本研究は 和歌山工業高等専門学校環境都市工学科の西林達矢氏他 6 名の卒業論文の一部として実施されたものです また ( 株 ) ニュージェックの竹澤請一郎氏 ( 株 ) 環境地盤の白井勇氏には原位置試験に関して多大な協力を受けました 併せて謝意を表します -484-

8 参考文献 ) 例えば,Ishihara, K.: Geotechnical aspect of the 995 Kobe earthquake, 4 th Int. Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering, 997, Terzagi Oration 2) Andrus, R.D.: In-situ characterization of gravelly soils that liquefied in the 993 Borah Peak earthquake, Ph.D. Dissertation presented to the University of Texas, 994 3) Kokusho, T., Tanaka, Y., Kawai, T., Kudo, K., Suzuki, K., Tohda, S., and Abe, S.: Case study of rock debris avalanche gravel liquefied during 993 Hokkaido-Nansei-Oki earthquake, Soils and Foundation, Vol.35, No.3, 995, pp ) 例えば 田屋裕司 青木雅路 畑中宗憲 安浩輝 岡橋稔 : 解体ガラの物理 力学特性について 第 39 回地盤工学研究発表会発表講演集 24 年 pp ) 田中幸久 工藤康二 吉田保夫 池見元宣 : 砂礫の工学特性に関する研究 - 室内再構成試料の動的強度 変形特性 - 電力中央研究所報告 987 年 U879 6) 原忠 國生剛治 : 砂礫の液状化強度および液状化後の非排水せん断強度に及ぼす粒度分布の影響 土木学会論文集 No.645/Ⅲ-5 2 年 pp ) 原忠 國生剛治 小見山義朗 : 非塑性細粒分を含む砂礫の非排水せん断特性 土木学会論文集 No.785/ III-7 25 年 pp ) Ishihara, K. and Koseki, J.: Cyclic shear strength of fine-containing sands, 2th Int. Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering, 989, pp.-6 9) 黄大振 柳沢栄司 菅野高弘 : シルトを含む砂のせん断特性について 土木学会論文集 No.463/III 年 pp ) 桑野二郎 飯村博忠 中沢博志 杉原弘一 : カオリンを含む砂の液状化強度 土木学会第 5 回年次学術講演会講演概要集 995 年 pp ) 和歌山県広川町産業建設課提供資料 996 年 2) 高田晋 豊田浩史 原忠 中村公一 : 礫分を含む幅広い粒度を有する宅地地盤の液状化予測に関する検討 地盤工学ジャーナル Vol.5 No.2 2 年 pp ) 稲田倍穂 : スウェーデン式サウンディング試験結果の使用について 土と基礎 Vol.8 No. 96 年 pp.3-8 4) 山崎浩之 善功企 佐渡篤史 舘下徹 : 兵庫県南部地震における港湾施設の被害考察 港湾技術資料 Vol 年 pp ) ( 社 ) 電力土木技術協会 : 液状化対策実証実験報告書のうち 地質調査及び土質試験 996 年 pp ) Kokusho, T. and Yoshida, Y.:SPT N-value and S-wave velocity for gravelly soil with different grain size distribution, Soils and Foundations, Vol.37, No.4, 997, pp.5-3 7) 原忠 國生剛治 : 砂礫の最小 最大密度に及ぼす影響因子の分析 土木学会論文集 No.778/Ⅲ 年 pp ) 原忠 國生剛治 : 三軸試験による礫質土の液状化強度特性 第 回日本地震工学シンポジウム論文集 998 年 pp ) 原忠 上野舞子 土井健資 豊田浩史 高田晋 中村公一 : 礫を含む中間土の液状化強度に及ぼす相対密度の影響 第 44 回地盤工学研究発表会発表講演集 29 年 pp ) 道路橋示方書 同解説 V 耐震設計編 22 年 2) Ishihara, K. and H. Takatsu: Effects of overconsolidation and K conditions on the liquefaction characteristics of sands, Soils and Foundations, Vol.9, No.4, 979, pp ) 原忠 國生剛治 : 砂および砂礫の非排水強度特性に及ぼす非塑性細粒分の影響, 土木学会地震工学論文集, Vol.28, No.93,25 年,pp.-8 23) Hara, T., Kokusho, T. and Hiraoka, R.: Undrained Strength of Gravelly Soils with Different Particle Gradations, 3th World Conference on Earthquake Engineering, Paper No.44, 24, pp.-9 24) Marsal, R.J.: Large Scale Triaxial Test of Rockfill Materials, Proc. ASCE, Vol.93, SM 2, 967, pp

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国土技術政策総合研究所資料 5. 鉄筋コンクリート橋脚の耐震補強設計における考え方 5.1 平成 24 年の道路橋示方書における鉄筋コンクリート橋脚に関する規定の改定のねらい H24 道示 Ⅴの改定においては, 橋の耐震性能と部材に求められる限界状態の関係をより明確にすることによる耐震設計の説明性の向上を図るとともに, 次の2 点に対応するために, 耐震性能に応じた限界状態に相当する変位を直接的に算出する方法に見直した 1)

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