近年鉄道盛土の耐震補強が進められており、地山補強材による盛土堤体の補強が実施されている。
一方、盛土のり面では降雨に対する浸透・侵食の防止を目的としてのり面工が施工されることが多いが、このうちのり面工と地山補強材を連結することによってより大きな効果が発揮されることが期待される。
しかしながら、のり面工が耐震補強に果たす効果については十分には解明されていない。
そこで、のり面工および地山補強材を有する盛土模型を用いた系統的な振動台実験を実施し、のり面工と地山補強材を連結することで加振時に発揮される張力が増加し、盛土が深いすべり面形状で変形することや、地山補強材が曲げ抵抗を発揮することを確認した。
また、これらの効果を取り込んだ設計法を提案し、手法の妥当性を検証した。
 
 

1995年の兵庫県南部地震以降、鉄道分野では新幹線や都市部をはじめとした主要線区において、橋りょうや高架橋に対する耐震補強が進められてきた。
しかし、鉄道は一連の構造物が「線」で機能するため、線区全体の耐震性の向上が重要であり、土構造物についても一定の安全性が求められる。
土構造物の耐震補強については橋りょうや高架橋に比べて積極的に進められていなかったが、近年になると耐震診断・耐震補強の重要性が認識されるようになり、鉄道盛土を対象とした耐震診断や耐震補強に向けた検討が進められている^1）ほか、鉄道事業者が活用できる手引きとしても取り纏めがなされている^2）。
 
現在、既設盛土を対象とした耐震診断では、検討対象とする盛土において地盤調査や地盤材料の室内土質試験を行った上で、設計計算による耐震性の評価を行っている。
また、耐震補強が必要となる場合には、支持地盤および盛土堤体の耐震性が不足する箇所を対象とした補強を行うこととなるが、盛土堤体が弱部になる場合には地山補強材を堤体内に打設する工法が多く採用されている。
しかしながら、既設盛土を対象とする耐震補強では、盛土建設当時は現在の設計基準で規定されているレベルでの盛土材料や施工時の締固め管理が厳格化されておらず、新設盛土と同等の耐震性能を確保するためには地山補強材の打設長が長くなる、あるいは打設間隔が密となるなどによって補強に要するコストが増大しており、コスト削減が求められている。
 
一方で、新幹線や輸送密度の大きい都市部の在来線の盛土では、降雨に対する盛土の浸透や侵食防止を目的として各種のり面工が施工されることが多い。
盛土ののり面を被覆するのり面工であれば、盛土内部への降雨浸透が抑制され、盛土材料の不飽和状態での強度が発揮されることで耐震性向上に寄与することが模型振動台実験で確認されている^{3）, 4）}ほか、実際の耐震補強設計においても地山補強材長の削減につながる^5）ことが示されている。
一方、剛なのり面工を採用し、地山補強材をのり面工と連結する場合には、地山補強材のみを打設する場合と比べて1 本あたりの補強材が発揮する張力が増加することによる耐震性向上が期待される。
しかしながら、地山補強材の張力に及ぼすのり面工の効果に着目した研究事例はほとんどなく、支圧版の大きさに着目した遠心場での振動台実験^6）や、支圧版の有無に着目した有限要素解析^7）が行われるに留まっている。
 
そこで、本研究では地山補強材による耐震補強を行った盛土に対して、のり面工が耐震性向上にどのような効果を発揮するか明らかにすることを目的として、地山補強材による耐震補強を行った盛土模型を対象に、のり面工の有無や種類を変えた模型振動台実験を実施した。
また、一連の試験をもとにのり面工の効果を考慮した盛土の耐震補強設計法を提案し、その妥当性検証を行った。
 
 

盛土模型には稲城砂を用いた。
その物理特性は、土粒子の比重Gs=2.705、50%粒径D50=0.209mm、均等係数Uc=2.99、細粒分含有率Fc=9.7%である。
また、突固めによる締固め試験（A-c法）を実施したところ、最大乾燥密度ρdmax=1.667g/cm3、最適含水比wopt=17.4%であった。
締固め試験の結果をもとに、盛土模型構築時には締固め密度比が80%程度（乾燥密度ρd=1.33g/cm3程度）、含水比が13%程度となるようにした。
盛土の密度は実際の鉄道や道路盛土と比べると最大乾燥密度に対して小さめに設定しているが、これは砂質土盛土を想定して粘着力を過度に高くしないこと、ならびに1G場での模型振動台実験において適切な大きさの加振加速度で盛土に変状を与えることを目的としたためである。
 
図－1に振動台実験で使用した盛土模型の概要を示す。
各ケースの盛土模型および計測器配置は、図－1に示す仕様を共通とし、のり面工の仕様を後述する図－2のとおり変化させた。
盛土模型は実物の盛土を約1/10 縮尺で再現した。
盛土高さは600mm、のり面勾配を1:1.2とした。
また、盛土天端には、実際の鉄道盛土の軌道等の上載荷重を想定し、サーチャージを用いて1kPaの上載圧を加えた。
支持地盤は粒度調整砕石を十分に締め固めて構築した。
いずれのケースも地山補強材による耐震補強を施した盛土を想定しており、補強材の仕様は中径補強材とし、実盛土と補強材の剛性比と同程度になる様にMCナイロン（φ=20mm、L=550mm）を計4本設置した。
著者らはこれまで、同一仕様の盛土によって、盛土ののり面工の遮水効果が耐震補強に及ぼす検討について検討を行ってきている^{4）, 5）}。

 
図－2に実施した実験ケースののり面工の有無および種類を示す。
CASE1は、のり面工がなく地山補強材を打設した盛土を摸擬しており、地山補強材の頭部には50mm×50mmの独立支圧版を設置した。
CASE2は、地山補強材と剛なのり面工が接合された盛土を想定し、地山補強材と格子枠工を剛結した。
格子枠工の断面は剛な構造としてフリーフレーム工法のF300を想定し^8）,9）、無収縮モルタルを用いて4列×6段（30mm×30mm）で作製した。
なお、枠内については被覆を行っていない。
CASE3は、地山補強材の頭部拘束効果を純粋に把握するため、地山補強材同士を繋ぐ位置のみにCASE2と同断面の格子枠工を設置し、のり面とは20mm程度浮かせた状態で設置した。
 
なお、すべての地山補強材の頭部、および模型土槽正面側（図－1の右側）の補強材の深度方向にボルトゲージを取り付け、補強材張力の測定を行った。
また、CASE2（のり面工に格子枠工を用いたケース）の各地山補強材の頭部にはロードセルを取り付け、地山補強材全体に作用する荷重の測定を行った。
さらにCASE2の下段手前側の地山補強材の深度方向には、上下面にひずみゲージを張り付け、補強材の曲げ変形の計測を試みた。
また、振動台正面は透明なガラスとなっており、盛土模型とガラスの間に標点を設置し、土槽正面から高速度カメラによる撮影を行った。
撮影画像は2,320ピクセル×1,728ピクセル、150Hzでの撮影を行った。
 
各ケースにおける基盤入力波形は5Hz10波の正弦波とし、加速度振幅を100gal（cm/s2）から100galずつ増加させ、模型に大きな変状が生じる段階まで加振を行った。
 
 

図－ 3 に入力加速度と盛土のり肩の残留水平変位（DV01）の関係を示す。
CASE1 およびCASE3 については、それぞれ700gal および 800gal の加振ステップまでは大きな変状が発生しないものの、それぞれ800gal および900gal において、のり面表層を中心に脆性的な崩壊が発生していることがわかる。
なお、CASE3では盛土に脆性的な破壊が生じる加振加速度は100gal 程度大きくなっており、わずかではあるが耐震性の向上が見られる。
一方、CASE2では両ケースと同等の加振加速度で盛土に変位が生じ始めるものの、その後の加振で脆性的な崩壊に至ることはなく、盛土の破壊モードが異なる状況となっている。
次に、CASE1およびCASE2における900gal加振後の崩壊形状を図－4に示す。
CASE1については、のり面表層を中心に脆性的な崩壊が発生している一方で、CASE2では盛土形状が維持されていることがわかる。
また、土槽正面の標点の画像解析結果から、すべり面が深い位置に発生したことを確認しており、より大きな移動土塊の崩壊を抑制できたものと考えられる。
なお、CASE3についても、CASE1と同様の崩壊形状となった。

 
以上のことから、地山補強材の頭部を拘束するだけでは盛土の耐震性の明確な向上効果は得られず、地山補強材の頭部拘束に加えてのり面工によるのり面表層土の変位抑止の両条件が揃うことで、盛土の脆性的な破壊を防止できることが確認された。
 

図－5にCASE2の900gal加振時におけるのり面工と盛土内部の標点の変位、地山補強材張力（T04～T06）、および振動台加速度・振動台変位の時刻歴を示す。
のり面工の変位は図－1に示すNo.1とNo.2の標点、盛土内部の変位はNo.3、No.4、No.5の標点を用いて画像解析により算出した。
標点や振動台の変位についてはプラス方向が盛土開放面側、補強材の張力についてはプラス方向が引張り側を示している。
また、振動台加速度はプラス方向が盛土背面側に慣性力が作用する側を示している。
補強材張力については、900gal加振直前の値を0として整理している。

図－5　 CASE2・900galでの盛土・のり面工の変位，補強材張力および振動台加速度・変位の時刻歴
 
まず図中の（a）図から、900gal加振時では加振力が繰返し作用することで盛土が少しずつ開放のり面側に移動していることがわかる。
また、補強材張力については、T04～T06のいずれの張力も加振に伴って引張方向に増加しているが、加振前後では大きな張力の変化は見られなかった。
 
次に、これらの挙動をより詳細に把握するために、（a）図中の緑色の線で示した加振10波目の変化に着目した時刻歴を示す。
緑色の線は、振動台の変位が原点に位置するタイミングを①点とし、盛土の開放のり面側に最大変位した点を②点、再び原点に戻った点を③点、背面側に最大変位した点を④点、再び原点に戻った点を⑤点としている。
この図から、盛土が開放面側に移動する際にのり面に近い標点ほど開放面側に大きく動こうとしていることがわかる。
また、のり面工が移動しようとする土塊を抑えることにより変位が抑制され、これに伴って盛土内において地山補強材の張力が増加する（②点と③点間で最大となる）傾向を示していることが確認できた。
なお、のり面工および盛土の変位は、③点において最大となり、この時点では補強材の張力は低下傾向にあることがわかる。
深度方向の補強材張力については、図中のT04～T06の間では大きな差は見られなかった。
 
また、比較として独立支圧版を用いたCASE1の900gal加振時の地山補強材の張力の時刻歴を図－6に示す。
図－5と同様に900gal加振直前の値を0として整理している。
CASE1（独立支圧版）においても、CASE2（格子枠工）と同様に、T04～T06のいずれの補強材張力も加振に伴い引張方向に増加しているが、加振前後では大きな張力の変化は見られなかった。
しかしながら、図－5に示したCASE2の地山補強材で発揮される張力の時刻歴と比較してその振幅は非常に小さいことがわかる。
この傾向は、のり面工に浮き枠を用いたCASE3でも同様であった。

 
以上を踏まえ、盛土ののり面工の有無や種類に応じた盛土の地震時挙動の違いを図－7に示すように整理した。
例えば独立支圧版を用いた
CASE1やCASE3（浮き枠）のようにすべり土塊の前面側への移動に対して支圧力が小さい盛土は、盛土が前面側に慣性力を受ける際に、すべり面に盛土材料のせん断強度以上の力が発生すると、すべり土塊が脆性的に破壊する。
一方、CASE2（格子枠工）のように地山補強材と剛なのり面工が定着されたものは、より広い範囲のすべり土塊の崩壊を地山補強材とのり面工が一体となって抑えることにより、脆性的な崩壊を防止する。
その結果、CASE1（独立支圧版）やCASE3（浮き枠）と比較して補強材深部の張力が大きく発揮されるものと考えられる。

 
次に、CASE2（格子枠工）において、すべり土塊の脆性的な崩壊が防止された要因について考察する。
図－8にCASE2（格子枠工）の700gal ～900gal加振時それぞれにおける、図－5に示した③点（加振10波目におけるのり面工のプラス側最大変位時）における地山補強材の深度方向の変位量を示す。
なお、地山補強材頭部の変位量については、のり面工の移動量と概ね一致すると仮定し、のり面工の変位を画像解析により算出し適用することとした。
また、深度方向の変位については、図－1に示したひずみゲージ（G04 ～ G06）の計測結果を基に回帰分析により算出している。
なお、このとき地山補強材の最下端の変位は0となるものと仮定している。

 
図－8より、地山補強材の変位量は700galから900galの加振ステップに応じて増加していることがわかる。
また、変形モードとしては下に凸の形状となっている。
これは、剛なのり面工と地山補強材を定着することによって、地山補強材頭部の回転が抑制され、地山補強材が曲げ変形モードとなり、地山補強材の引抜き抵抗力のみでなく、曲げ変形に伴う地盤抵抗が発揮されているものと考えられる。
一方、地山補強材頭部が独立支圧版のみでのり面工がない場合には、地山補強材を盛土内に残した状態ですべり土塊が脆性的に崩壊するため、上記の効果は期待できないと考えられる。
 
 

L2地震動に対する盛土の耐震性は、Newmark法^10）による残留変形量を用いた評価が多く用いられている。
その中で地山補強材を用いた補強を行う場合には、その抵抗を補強材の主たる補強効果である引抜き抵抗力や許容引張力をすべり土塊より外側に存在する補強材を対象として抵抗モーメントに加算することで考慮している。
また、のり面工を設置することによる押さえ込み効果については、のり面工低減係数μによって移動土塊の抜出しを考慮することとしているが、不動土塊からの抜出しについては、補強材とのり面工を連結することによる効果などは考慮されていない。
 
本研究ではのり面工と地山補強材との定着効果によって発揮される地山補強材の曲げ変形に伴う地盤抵抗力を上記の補強材自体による抵抗とは別に考慮する設計手法を採り入れることを考える。
図－9に本設計法に用いる曲げ変形に伴う地盤抵抗力の考え方を示す。
Newmark法による残留変位量算出において補強材の変形量に応じた不動土塊側の地盤反力の合計値（ΣRg）を考慮し、曲げ変形に伴うモーメントMRTを下式により算出する。

 
MRT=ΣRg・r（1）
 
ここに、rは円弧すべり面の回転半径である。
算出されたMRTを降伏震度算出のための抵抗モーメントに足し合わせることによって補強材の曲げ変形に伴う地盤抵抗を考慮する。
地山補強材の地盤反力、すなわち補強材の曲げに伴う抵抗はすべり土塊の変位量に応じて変化するため、Newmark法において考慮する降伏震度は図－10に示す通り、変位量に応じて増加することとなる。
なお、地山補強材の曲げによる抵抗の算出にあたっては、地山補強材を頭部が回転固定された不動土塊に埋め込まれる突出長の杭としてモデル化し、のり面工の変位量と地山補強材頭部の変位量が同一であるものとしたうえで地盤反力を算出する。
地盤反力は、文献^11）に示される杭基礎の地盤反力係数算定式に基づいて算定することとする。

 

手法の妥当性検証を目的として、2 および3 で示した模型振動台実験におけるCASE2 の格子枠工の交点に地山補強材が打設された加振ケースを対象とした再現解析を行った。
再現解析は各ステップ加振後における盛土のり肩の残留鉛直変位を対象とした。
なお、再現解析における地盤物性値は実験に用いた地盤材料の三軸圧縮試験結果から設定し、実験で観測されたすべり面を固定して変位量を算出した。
また、地山補強材の地盤抵抗算出における地盤ばねは、前述の通り鉄道の基礎構造物の設計基準に従って設定し、Bromsの極限地盤反力係数の算定法^12）に基づいて地盤変位に対する上限値を設定した。
入力加速度については盛土の崩壊の発生以降はすべり土塊内での増幅が見られたがそれまではほとんど増幅は見られなかったこと、盛土の耐震設計では地表面加速度が用いられることが一般的であることも踏まえ、本検討では振動台加速度を用いることとした。
 
実験結果、従来法および提案法により算出された各加振ステップでの法肩の鉛直変位量の比較、および一例として800gal加振時における鉛直変位の時刻歴の比較を図－11に示す。
従来法による計算では加振加速度の増加とともに急激に変位が増大する傾向がみられ、実験結果と比較して非常に大きな変位となっており、実験結果のように粘り強い変形挙動を再現することができなかった。
一方、提案法を用いた変位量は実験結果に概ね一致する結果となっており、提案法がのり面工と地山補強材を定着した盛土の残留変形量を評価可能であると考えられる。

図－11　提案手法を用いた模型振動台実験の検証結果
 
 

本研究では地山補強材による耐震補強を行った盛土を対象に、模型振動台実験を複数ケース実施し、盛土ののり面工が耐震性向上にどのような効果を発揮するか検討を行った。
また、一連の試験をもとにのり面工の効果を考慮した盛土の耐震補強設計法を提案するとともに、その妥当性について検証を試みた。
その結果、以下の知見を得た。
 
1）地山補強材により耐震補強を行った盛土の模型振動台実験から、のり面工と地山補強材が定着されることで盛土の脆性的な崩壊が防止され、耐震性が向上することが確認された。
またその結果、地山補強材が単独で配置されているケースと比較して、すべり面が深い位置に発生することが確認された。
さらに、のり面工と地山補強材の定着されることによって、のり面工が盛土のり面を支圧することや、地山補強材が曲げ抵抗を発揮することにより耐震性向上に寄与することを確認した。
 
2）模型振動台実験の結果を基に、現在盛土の耐震補強の検討で用いられるNewmark法において、のり面工と地山補強材を定着することによる地山補強材の曲げ変形に伴う地盤抵抗を考慮した盛土の耐震補強設計法を提案した。
また、模型振動台実験の再現解析を行ったところ、これまでのNewmark法では実験結果を過大評価するのに対して、提案手法では加振加速度に応じた盛土の残留変形量を再現でき、提案手法の手法の妥当性を検証することができた。
 
 

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参考文献
1） 油谷彬博, 中村宏, 浜崎直行, 前田剛志, 桐生郷史：御茶ノ水～水道橋間における土構造物耐震補強, 基礎工, Vol. 45, No. 12,
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2） 鉄道技術推進センター編：土構造物の耐震診断の手引き（詳細診断編）, 鉄道総合技術研究所, 2016.
3） 中島卓哉, 佐藤武斗, 松丸貴樹, 藤井昌隆, 濱田吉貞, 小湊祐輝,渡邉健治：盛土の耐震性に及ぼすのり面工の影響評価を目的とした模型振動台実験, 日本地震工学会論文集, Vol. 20, No. 1,
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4） 松丸貴樹, 中島卓哉, 濱田吉貞, 渥美知宏：地山補強材により耐震補強を行った盛土ののり面工の効果に着目した模型振動台実験, 土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 78, No. 4, pp. I_592–I_600, 2022.
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9） フリーフレーム協会編：新版フリーフレーム工法 性能照査型による限界状態設計例, 2008.
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【出典】

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積算資料公表価格版2026年6月号