１．はじめに

　現在，盛土補強土擁壁の設計では，補強土体の残留変位に対する設計応答値は，滑動変形モード・転倒変形モード・せん断変形モードに対して，ニューマーク法を用いて変形量を算定しています．これらの変形モードは実際には連成しますが，連成を考慮した設計応答値の算定法は確立されていないため，それぞれの変形モードの応答値を分離して求め，それらを重ね合わせて設計応答値としての残留変位を算定しています．本報では応答値算定法の検証として，兵庫県南部地震で被災した盛土補強土擁壁の逆解析を実施しました^{1), 2)}．

２．解析対象とモデル化

　本検討では，兵庫県南部地震で震度階7と判定された地帯に立地する高さ5.3mの盛土補強土擁壁を解析対象としています（図１参照）．この擁壁は線増のために旧のり面を拡幅して構築されたものであり，被災直後に行われた現地調査により最大残留水平変位量は壁下端で100mm，壁上端で270mmが観測されました．また，震災後の土質試験結果より，盛土材の単位体積重量γ＝16.7kN/m³，内部摩擦角φ_peak＝41°が得られています²⁾．この結果から，残留状態の内部摩擦角は土構造標準を参考にして土質3相当のφ_res＝30°に設定しました．また，支持地盤の特性値は，文献²⁾を参考に決定しました．補強材にはジオグリッドが0.3m間隔で敷設されており，基本敷設長を2.5m（うち3層は3.0m）としています．また，軌道重量として上載荷重10kN/m²を考慮しました．

　補強土壁の安定解析および残留変位量の算定においては，補強土工法設計計算システム「Design-RRR ver.3.1c：富士通F.I.P」を用いました．滑動・転倒変形モードについては，安定計算により降伏震度を算定します．一方で，せん断変形については，降伏震度k_yは平均的な補強材長さLと壁高さHから，k_y＝L/2H よりk_y＝0.29に設定しました．変形計算に用いる初期剛性率G₀は耐震標準を参考にG₀＝30,000kN/m²とし, 塑性剛性率G_pはG_p/G₀=0.2に設定しました．

　
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  図１　タナタ補強土擁壁のモデル図¹⁾

３．解析結果

　逆解析に用いた地震波は全4ケースで，以下，各ケースの解析結果について説明します．なお，各地震波に対して，擁壁の向きに合わせて地震波のNS，EW成分を合成したものを解析に用いています．

　まず，神戸海洋気象台の観測記録（以降，JMA波と表記）を用いたCase1の結果を図２(a)に示します．壁下端の変位量に相当する滑動変位量δ_SLと，壁上端での変位量に相当する滑動･転倒･せん断変位量の合計値Σδは，それぞれ5.0mmと95.2mmとなっています．前記の通り，実際には擁壁下部で100mm，天端で270mmの水平変位が発生していたことから，計算値は実測値を過小評価する結果となりました．

　次に，前述のJMA波に対して重複反射理論による波形の引き戻しを行い基盤面での加速度波形を求め，被災現場近傍の土層に対して地盤応答解析を実施して得られた地表面加速度波形（以下，推定波Aと表記）を用いたCase2の結果を図２(b)に示します．δ_SLとΣδはそれぞれ3.5 mmと54.7mmであり，Case1と同様に実測値を過小評価する結果となりました．

　JMA波および推定波Aに対して震度を算定すると，JMA波では6.40，推定波Aでは6.53となっており，当該現場での推定震度6.70と比較して低い値となっています³⁾．そこで，JMA波と推定波Aの各々に対して震度6.70程度となるように振幅調整を行った地震波を作成し，この波形を用いた変形解析を行いました．

　JMA波に対して振幅調整を行った地表面加速度波形（以下，推定波Bと表記）を用いたCase3（算定震度6.69）の結果を図２(c)に示します．δ_SLとΣδはそれぞれ94.7mmと388.7mmとなり，実測した下部の残留変位100mmとほぼ同程度，壁上端の270mmを若干過大評価する結果となりました．また，推定波Aに対して振幅調整を行った地表面加速度波形（以下，推定波Cと表記）を用いたCase4（算定震度6.75）の結果を図２(d)に示します．δ_SLとΣδはそれぞれ85.0mmと278.4mmとなっており，実被害とほぼ同等の評価となりました．各ケースによる変形解析結果の一覧を表１に示します．

　以上の結果より，Case1，Case2では変位量を過小評価する結果となり，現地の震度階に振幅調整したCase3，Case4では計算値は実測値と概ね整合する結果となりました．また，背面地盤のc，φ，γなどの土質諸数値は固定して，塑性剛性G_pに関する感度解析も実施しました．この結果を図３に示します．塑性剛性比G_p/G₀の設定は計算結果に大きな影響を及ぼすことに加え，JMA波，推定波Aではいずれの場合も計算値は実測値を過小評価していることが把握できます．これに対して，推定波BではG_p/G₀＝0.1から0.5の範囲，推定波CではG_p/G₀＝0.1から0.2の範囲において，概ね計測値と実測値が同等となりました．

　せん断変形モードについては，降伏震度を補強材長さと壁高の比として算定した上で，一定の塑性剛性を用いて変形量を算定しています．また，実際の背面地盤内ではせん断変形時に，補強材を配置することによる補強効果と，変形に伴うひずみレベルの増大による剛性低下が複合的に発生しており，降伏震度の算定法やせん断変形時の剛性評価法については，今後改良の余地があると考えられます．

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  図２　Newmark法による変形量と入力加速度の時刻歴

• 表１　各ケースによる変形解析結果一覧
  

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  図３　塑性剛性比と変位量の関係

４．まとめ

　兵庫県南部地震における盛土補強土擁壁の被害事例に対する逆解析結果を示しました．当該箇所では地震後に地盤調査，被害調査が綿密に行われていたため，盛土補強土擁壁の応答値算定法の妥当性検証に活用することができました．当該サイトの震度に整合するように調整した地震波を用いた検証解析の結果，現行の応答値算定法の妥当性を検証することができました．

参考文献

1) 堀井克己，舘山勝，古関潤一，龍岡文夫：剛壁面補強土壁の大規模地震時の安定・変形解析，ジオシンセティック論文集，第13巻，1995.

2) F.Tatsuoka, J.Koseki, M.Tateyama, Y.Munaf, K.Horii : Seismic Stability Against High Seismic Loads of Geosynthetic-Reinforced Soil Retaining Structure, The 6th Int. Conf. on Geosynthetics, 1998.

3) 山口直也，山崎文雄：1995年兵庫県南部地震の建物被害率による地震動分布の推定，土木学会論文集，No.612/I-46，pp.325-336，1999．