全地連「技術フォーラム 2022」那覇【63】

洋上風力地盤調査における単純せん断試験に関する実験的考察－供試体拘束方法の違いが結果に与える影響－
応用地質株式会社〇

岩下智哉、小野正樹

1. はじめに沖合海上における洋上風車基礎のボーリング調査は極めて高額で、採取した地盤試料も貴重である。この点、欧州で広く普及する単純せん断試験は、供試体サイズが
直径5cm、高さ2cm など三軸圧縮試験に比べ小さく、同じ
試料量でより多くの試験が実施できる点で有利である。
単純せん断試験は直接せん断試験の一種で、供試体の側方向変位を拘束した K0状態で供試体に一様なせん断ひ
ずみを生じさせて試料の強度・変形特性を求める試験である。本試験は、ASTM（米国試験材料協会）、NORSOK(ノ図-2 単純せん断試験機

ルウェー標準海洋規格）で基準化されているが、日本国内では基準化されておらず、試験ノウハウの蓄積も少ない。実務で多用される単純せん断試験方法には、SGI 型と NGI 型の2種類があり、ASTM ではどちらの方法で試験を行っても良いとされている。SGI 型が薄いリングを積み重ねて(以下、積層リングと称す)供試体を拘束するのに対し、NGI 型ではワイヤーで補強されたメンブレン(以1)

図-3 見かけのせん断抵抗

下、ワイヤーメンブレン)で拘束する違いがある 。本稿

積層リングでは見かけのせん断抵抗（φ50mm 供試体をは、今後の国内の試験基準化も視野に、供試体の拘束方仮定してせん断力を断面積で除した値）が最大で法の違いが繰返しせん断挙動へ与える影響を実験的に考0.36kPa、最小で-0.36kPa となり、ワイヤーメンブレン

察したものである。

では最大で1.23kPa、最小で-1.37kPa となった(図-3)。

なお、実験は、波浪外力に対する洋上風車基礎設計のための試験を考慮し、繰返し載荷にて実施した。

積層リングよりもワイヤーメンブレンのせん断抵抗が大
きく、積層リングではせん断の押し側(+側)と引き側(側)で見かけのせん断抵抗に差がほとんどないのに対し、

2.

積層リングとワイヤーメンブレンの違い(1) 見かけのせん断抵抗の違い

ワイヤーメンブレンでは、せん断の押し側と引き側で0.14kPa の差があった。今回使用したワイヤーメンブレ

実験に用いた積層リング(GDS 社製、リング1枚の厚さンは、ワイヤーのねじれ・歪みに起因したくせのような

1.1mm×22枚）とワイヤーメンブレン（Geonor 社製、メものがあり、これが押し引きのせん断抵抗の差を生じさ

ンブレン厚さ0.5mm）を図-1に、単純せん断試験機を図-せた要因と考えられる。

2に示す。本検討では初めに、これら拘束治具の剛性を把(2) 見かけのせん断抵抗の異方性握するための実験を行った。供試体がない状態で通常の見かけのせん断抵抗の異方性を確認するために、載荷

メンブレンに積層リングをセットしたケースとワイヤー

方向を30°ごとに0°～150°まで変化させ、繰返し載荷

メンブレンをセットしたケースの2ケースで、押し、引きを行った。結果を表-1に示す。積層リングは、載荷方向

ともに3mm(供試体高さ2cm の場合、せん断ひずみ15%に相を変更してもせん断抵抗にほとんど差が見られず、押し当)の繰返し変位を1回加えて、その時の見かけのせん断

側と引き側のせん断抵抗もほぼ同じであった。一方で、抵抗値を測定した。

ワイヤーメンブレンでは押し側と引き側のせん断抵抗に差が見られ、載荷方向が0°の時に押し引きの差が最も小
さく、載荷方向が90°の時に最も差が大きい結果となった。
以上から、今回用いたワイヤーメンブレンは、積層リングに比べて載荷時のせん断抵抗が大きく、その大きさ
は載荷方向によって若干異なること、また押しと引きで異なるせん断抵抗を示す方向があることが分かった。

図-1 ワイヤーメンブレン(左)と積層リング(右)全地連「技術フォーラム 2022」那覇
表-1 各載荷方向の見かけのせん断抵抗
見かけのせん断抵抗(kPa)
0
30
60
90
120
載荷方向°
積層リング
0.36
0.36
0.36
0.36
0.35
(最大)
積層リング
-0.36 -0.36 -0.36 -0.36 -0.35(最小)
ワイヤーメンブ
1.35
1.22
1.43
1.17
1.32
レン(最大)
ワイヤーメンブ -1.35 -1.32 -1.22 -1.43 -1.38
レン(最小)(3) 載荷方向が異なるワイヤーメンブレンの試験結果
150
0.35
-0.36

せん断抵抗の差が小さい載荷方向0°と、差が大きい載荷方向90°で繰返し単純せん断試験を行った。載荷方向
0°はひずみが均等に進行していったが、載荷方向90°では、片側にひずみが進行する結果となった(図-6)。また、

1.43

載荷方向0°より、載荷方向90°の方が、応力経路が-側-1.22に偏りいびつになっている(図-7)。
ﾜｲﾔｰﾒﾝﾌﾞﾚﾝ(0°方向)

3. 拘束方法を変えた粘土の繰返し単純せん断試験(1) 試料と試験条件
有明海沿岸域で採取された粘土試料（シンウォール採ﾜｲﾔｰﾒﾝﾌﾞﾚﾝ(90°方向)

取）を用いて繰返し単純せん断試験を行い、積層リングとワイヤーメンブレンの比較実験を行った。ワイヤーメ

せん断ひずみが片側に進行

ンブレンについては、せん断抵抗の差が最も小さい載荷方向0°と、差が最も大きい載荷方向90°の2つの実験を行い、載荷方向による剛性の違いが繰返しせん断挙動に

図-6 せん断ひずみ(ﾜｲﾔｰﾒﾝﾌﾞﾚﾝ、異なる載荷方向)

与える影響を調べた。今回の実験は、NORSOK G-001に準ﾜｲﾔｰﾒﾝﾌﾞﾚﾝ(0°方向)

ﾜｲﾔｰﾒﾝﾌﾞﾚﾝ(90°方向)

拠して行った2)。試験条件は、圧密定体積条件で、載荷周
波数 f は0.1Hz とした2)。垂直応力σn は60kPa、繰返し
せん断応力τは17kPa とし、両振幅ひずみ DA が15%に達したときを試験終了とした。供試体の諸元を表-2に示す。

拘束治具
ワイヤーメンブレン
積層リング

表-2 試料の諸元
載荷 供 試 体 自然含
方向 寸法
水比(%)
0°
105.6
D=50mm90° H=20mm
106.4
107.2

図-7 応力経路(ﾜｲﾔｰﾒﾝﾌﾞﾚﾝ、異なる載荷方向)
湿潤密度(Mg/m3)
1.434
1.427
1.431

4. まとめ積層リングとワイヤーメンブレンを用いて、粘土の繰返し単純せん断試験を行い、供試体側面の拘束方法が繰
返しせん断挙動に与える影響について実験的に検証し(2) 積層リングとワイヤーメンブレンの試験結果の比較た。実験の結果、①拘束方法を変えても DA=15%における積層リングとワイヤーメンブレン(載荷方向0°)の試繰返し回数にほとんど差が無いこと、②ワイヤーメンブ

験結果を図-4に示す。DA=15%時の繰返し回数 N15%は、積層

レンでは、押しと引きで見かけのせん断抵抗が異なる載

リングが15回、ワイヤーメンブレンが16回で大きな違い

荷方向で試験をした場合、せん断ひずみが片側に進行しは見られなかった。応力経路(図-5)については、ワイヤていくことが分かった。②の原因としては、ワイヤーメ

ーメンブレンでの試験の後半で応力経路が若干いびつにンブレンにワイヤーを巻く方向や間隔の違いなどによりなったものの両者の傾向は概ね同じであった。

反力特性に微小な違いがあり、繰返し応力載荷に伴い供積層リング
N15%=15

試体の剛性が失われていくにつれて、このワイヤーメン
ブレンのくせと見かけのせん断抵抗の影響が相対的に大きくなったためと考える。今回の粘土を用いた実験からは、繰返し強度を求める場合に拘束方法の違いは大きく

ﾜｲﾔｰﾒﾝﾌﾞﾚﾝ
N15%=16

影響しなかったが、繰返し載荷中の供試体の剛性低下を詳細に計測する場合、ワイヤーメンブレンの使用には注意する必要がある。
《引用・参考文献》

図-4 せん断ひずみ(積層ﾘﾝｸﾞとﾜｲﾔｰﾒﾝﾌﾞﾚﾝ)

1) M. I. Amer, M. S. Aggour, W. D. Kovacs: SIZE EFFECT
IN

積層リング

ﾜｲﾔｰﾒﾝﾌﾞﾚﾝ

SIMPLESHEARTESTING, Civil

Engineering

Department, University of Maryland, College Park, MD,
1984．
2） 工藤雄次 細田光一 亀谷裕志：洋上風力地盤調査における繰返し単純せん断試験, 海洋調査(海洋調査協

図-5 応力経路(積層ﾘﾝｸﾞとﾜｲﾔｰﾒﾝﾌﾞﾚﾝ)会協会報) , 139号41-44, 2020．

全地連「技術フォーラム 2022」那覇【64】

大深度調査における SPT アナライザーを用いた標準貫入試験の評価方法
中央開発株式会社○ 田尾

INFLUX OFFSHORE WIND POWER HD 株式会社

1. はじめに坂本

啓剛
真也(2) 評価方法

近年，再生可能エネルギーの活用が世界的に推進されエネルギー伝達効率は，下記①～②の二つに区分してており，日本においても再生可能エネルギーを活用した

評価し，この 2 つを合計して全体の伝達効率となる．

発電事業が急速に進められている．本業務は，その再生①ハンマー～アンビル間のエネルギー伝達率可能エネルギー発電事業の 1 つである洋上風力発電施設
1)

この区間のエネルギー伝達効率は，SPT アナライザー

建設に伴い，A 県 B 市の沖合にて傾動自在試錐工法 ににより自動計算される．例えばある深度の標準貫入試験より海上地質調査を実施したものである．調査位置は沖を行い，N 値が 18 だった場合，すべての打撃に対する(例

合で水深-50m 程度の大水深であった為，標準貫入試験にでは 18 個)データが取得されることとなり，1 打撃毎のおけるエネルギー伝達効率の減衰が懸念された．そのこ

詳細な解析が可能となる．解析時には，1 打撃毎に計算とから標準貫入試験のエネルギー伝達効率を把握するこされたエネルギー伝達効率の平均値をもって，その標準とを目的として，SPT アナライザーを用いた標準貫入試

貫入試験のエネルギー伝達効率とするのが一般的である．

験を実施した．本報告では，その試験方法及び結果等について報告する．

表-1 測定結果一覧表(N=18)

2. 実施方法(1) 測定方法
標準貫入試験におけるエネルギー伝達効率を計測する
為に図-1に示す SPT アナライザーを用いた．SPT アナラ
イザーを使用した標準貫入試験におけるエネルギー伝達
効率の計測方法は，図-1に示される測定用のロッドをアンビル直下につなぎ込み，通常の標準貫入試験を実施す
るのみとなる．測定用ロッドには加速度計及びひずみゲージが2個ずつ装着されており，ハンマーによる打撃の瞬間における両センサーの値を専用 PC でロギングする．

②アンビル～SPT サンプラー先端間のエネルギー伝達効

(図-2)

率
この区間のエネルギー伝達効率は，SPT アナライザー
により取得された波形データを解析することにより求めることができる．この波形データについても，すべての打撃に対して取得されるため，1打撃毎の詳細な解析が可能である．

図-1 SPT アナライザー装置

評価方法①

評価方法②

図-2 試験概念図

図-3 測定結果（波形データ）

全地連「技術フォーラム 2022」那覇
3. 調査結果(1) ハンマー～アンビル間のエネルギー伝達効率
同区間のエネルギー伝達効率は，1 打撃毎の ETR(エネルギー伝達効率)の平均値をもって，その深度における標準貫入試験のエネルギー伝達効率とした．今回 A 地点で実施した 12m(N=29)の結果を表-2 に示す．表に示される通り，この区間の ETR は 89.9～95.1%を示し，極端にエネルギー伝達効率の低い結果は確認されなかった．また，A 地点のすべての深度において 85%を超えるエネルギー
伝達効率が確認された．これは，海外において設計に用

図-5 エネルギーロスのある波形データ(例)4. まとめいる N 値は N60(エネルギー伝達効率 60%の時の N 値)が主流であることから極めて良好な値といえる．

今回の試験結果については，水深 50m 程度かつロッド長が 100m を超える試験条件を鑑みると極めて良好なものと想定される．このような結果が得られた要因は以下

表-2 A 地点 12m の結果一覧
Date

Time

LP

EL

m

m

BN

CSX

DMX

のように考えられる．

EFV

ETR

Compression MaxDisp

TransEnergy

Efficiency

MPa

J

%

mm

2021/5/19

13:50:15

18.59

-18.6

1

177

32

444

93.9

2021/5/19

13:50:20

18.59

-18.6

2

192.2

29

441

93.2

2021/5/19

13:50:24

18.59

-18.6

3

196.5

29

449

94.9

2021/5/19

13:50:28

18.59

-18.6

4

179.4

27

439

92.8

2021/5/19

13:50:32

18.59

-18.6

5

188.6

31

441

93.2

2021/5/19

13:50:36

18.59

-18.6

6

185.3

24

440

93.0

2021/5/19

13:50:40

18.59

-18.6

7

195.6

22

436

92.2

2021/5/19

13:50:45

18.59

-18.6

8

178.4

26

445

94.1

2021/5/19

13:50:49

18.59

-18.6

9

168

21

437

92.4

2021/5/19

13:50:53

18.59

-18.6

10

173.9

22

436

92.2

2021/5/19

13:50:58

18.59

-18.6

11

181.1

26

444

93.9

2021/5/19

13:51:02

18.59

-18.6

12

182.4

22

433

91.6

2021/5/19

13:51:06

18.59

-18.6

13

171.9

20

425

89.9

2021/5/19

13:51:10

18.59

-18.6

14

179.9

18

425

89.9

2021/5/19

13:51:14

18.59

-18.6

15

171.4

20

432

91.3

2021/5/19

13:51:18

18.59

-18.6

16

179.6

19

441

93.2

2021/5/19

13:51:22

18.59

-18.6

17

178.7

17

428

90.5

2021/5/19

13:51:26

18.59

-18.6

18

166.6

18

436

92.2

2021/5/19

13:51:30

18.59

-18.6

19

177.2

21

450

95.1

2021/5/19

13:51:35

18.59

-18.6

20

178.2

18

441

93.2

2021/5/19

13:51:39

18.59

-18.6

21

162.4

17

425

89.9

2021/5/19

13:51:43

18.59

-18.6

22

174.4

17

434

91.8

2021/5/19

13:51:47

18.59

-18.6

23

173.6

17

432

91.3

2021/5/19

13:51:51

18.59

-18.6

24

163.2

17

432

91.3

2021/5/19

13:51:55

18.59

-18.6

25

174.1

17

431

91.1

2021/5/19

13:51:59

18.59

-18.6

26

184.2

17

431

91.1

2021/5/19

13:52:04

18.59

-18.6

27

172

16

436

92.2

2021/5/19

13:52:08

18.59

-18.6

28

177.5

16

433

91.6

2021/5/19

13:52:12

18.59

-18.6

29

175.2

31

433

91.6

エネルギー伝達効率の平均値→

92.2①ボーリング孔の鉛直性が極めて良好
今回は傾動自在試錐工法による施工の為，海底まで鉛
直にガイドパイプを仮設している．そのガイドパイプを通してロッドを下し掘削を実施する為，鋼製櫓やスパッド台船と比較して鉛直性が保たれ，エネルギーロスが低減されたと想定される．
②ボーリングオペレーターの技術力が高い
ボーリングオペレーターの高い技術かつ丁寧な作業により，孔曲がりの少ないボーリング孔であったことが影響していると想定される．
③半自動落下装置を用いて適切に標準貫入試験を実施
一昔前までは，手動落下法(コーンプーリー法，トンビ法)が主流であったが，モンケンが自然落下できていないという問題点があった．しかし，半自動落下装置を用いることにより，極めて自然落下に近い状況で試験が行えたことにより，良好な試験結果が得られたと想定される．

5. おわりにロッドの長さによる N 値の補正に関して，以下のよう(2) アンビル～SPT サンプラー先端間のエネルギー伝達効率な式が提唱されている．2)

同区間のエネルギー伝達効率は，取得された波形デー・・・式(1)タの解析によって行われるが，今回取得された波形デー
タは全て非常にきれいな(エネルギーロスが殆どない)結

ここに，Ｎ´；実測 N 値，ｘ；ロッドの長さ(ｍ)果が示された．図-4に A 地点12m の波形データを，図-5

この式を用いて，修正 N 値を算出すると，ロッド長100mにエネルギーロスが確認された場合の波形データ(例)をにおける修正 N 値は，実測 N 値の約50%と評価される．

示す．

これに対し，傾動自在試錐工法による標準貫入試験のエネルギー伝達効率は約80%で，既存の提案式に対し，エ
ネルギーロスの少ないデータが得られ，本工法における標準貫入試験の実用性が示されたと考える．
今後も更にデータを蓄積し，傾動自在試錐工法やその他大深度工法における標準貫入試験結果の評価方法について検討していきたい．
《引用・参考文献》

図-4 A 地点12m の波形データ

1)

運輸省告示第366号港湾に係る民間技術評価第94302

2)

地盤調査・土質試験結果の解釈と適用例 p343
(社)地盤工学会

全地連「技術フォーラム 2022」那覇【65】

盛土材料のセメント改良工法における撹拌混合度の評価
株式会社ドーコン

○舟根

熙、高橋

北海道大学大学院

秀彰、畠山
西村

聡、林

潔芽
昌一

1. はじめに
近年、堤防盛土材料の改良工法として実績を増やしつつあるプラント等を使用した盛土材料のセメント改良1)
では、一定期間の置土養生を行ったのちに破砕し盛土材料として使用する固化破砕土の手法が用いられている。
著者らは、攪拌工法による土とセメントの混ざり具合
が材料品質に与える影響を把握するため、攪拌混合度の写真- 1 着色率測定例（白色部－非着色部, 灰色部-着色

定量化や混合度と品質管理指標（コーン指数、締固め度）

部, 黒色部-マクロ空隙部および対象領域外）内径 10cm モの関連性について検討してきた2)。本報告ではセメントールド・プラント・土質 B・セメント配合量 100kg/m3（左:原画

攪拌土の画像解析により混合度を定量化する際の評価手像, 右:三値化画像、本断面内の混合度 57%）

法に関する課題について検討したので結果を報告する。

2. 試験条件
改良対象土は Fc=55.1～61.1%の砂質粘土（土質 A）及び Fc=66.8～85.3%の粘土（土質 B）であり、使用セメン
トは土質 A に対しては高炉 B 種、土質 B に対してはセメ
ント系固化材 ETR3を用いた。セメント撹拌は、プラント、

写真- 2 色率測定例（白色部－非着色部, 灰色部-着色部,

移動式撹拌工法（移動式）、ロータリースタビライザー（ス

黒色部-マクロ空隙部および対象領域外）縦 30cm×横タビ）の3工法にて実施し、各工法60kg/m3～140kg/m3の42cm トレー・プラント・土質 B・セメント配合量 100kg/m3（左:20kg/m3刻み5パターンのセメントを添加した。

3. 試験結果(1) 画像解析による混合度評価方法

原画像, 右:三値化画像、本断面内の混合度 76%）(2) 手法1モールドの混合度評価結果
モールドの画像解析において 12 断面の平均値を評価

画像解析による混合度評価は、改良土においてセメンした結果、土質 A の着色率（混合度）はプラント、移動トが存在する部分をセメント混合された部分と仮定し、式ともに 70～90%程度、スタビは低配合で 50%以下、

改良土塊の切断面においてフェノールフタレイン反応に100kg/m3 以上の配合量で 60～80%程度の混合度となり、より着色した部分の面積割合（着色率）を画像解析から

前述の 2 工法を大きく下回る。土質 B についてはプラン

求め、着色率=混合度と定義することで評価を行った。画

ト、移動式においても低配合で着色率が低い傾向が顕著

像を HSV 変換した後、Hue（色相：0-255フルスケール）であり、スタビでは低配合にて着色がほとんど見られな>180、Saturation（彩度）>80、Value（明度）>80のピクかった（図-1）。

セルを着色部として抽出し、Value≤80の箇所をマクロ空隙、残りは非着色土塊とみなすことで三値化して表現した。閾値は、目視による印象により較正したものである。
なお、着色率はマクロ空隙を除いた面積に対する着色部の面積割合である。
評価を行う供試体サイズはセメントがいきわたっていない未攪拌土塊の径より十分に大きいことが望ましい。
また、未攪拌土塊は楕円に近い形状であることが多く、

図- 1 セメント配合量と着色率（混合度）、空隙率の関係評価を行う切断面と土塊の位置関係が着色率に影響を及

土質 B は土質 A と比較して細粒分が多く粘性が強いこ

ぼすことが考えられた。そこで、手法1では内径10cm×高とにより攪拌されにくく、低配合のもの程土塊中にセメ

さ12.7cm のモールドに改良土を押詰めて作製した供試

ントが行きわたらない傾向が顕著であった。これは各工体における高さ1cm ごとの12断面に対して画像解析を実法から排出された攪拌土の目視状況と一致する（写真-3）。

施することで未攪拌土塊の影響を3次元的に評価した。手また、スタビは母材上にセメントを載せて攪拌するため、

法2では排出された土塊に対し十分な大きさとなる縦攪拌しにくい土質 B では上側にセメントの偏りを目視で30cm×横42cm のトレーを使用し未攪拌土塊の最大径の確認できた。混合度評価試料はセメントの混ぜ残り部分

影響を評価した（写真-1-写真-2）。

を避けて下側を採取したことにより、比較的セメントが全地連「技術フォーラム 2022」那覇
添加されていない部分が多かったと考えられる。

差異が小さいが、比較的混合度が低く（40～80%程度）、
未撹拌土塊の最大径が 10cm 以上と大きい土質 B では 2
手法の差異が大きかった（図-5）。

写真- 3 施工機械から排出された改良土（左：プラント土質 A 右：プラント土質 B）(2) 手法2 トレーの混合度評価結果
トレーの画像解析結果より、土質 A の混合度はプラン

図- 5 未撹拌土塊の最大径と 2 手法の混合度差の関係

ト、移動式においてセメント配合量80kg/m3以上で85%～

一方、手法 1 の 1cm 毎の断面の着色率をみると未撹拌

95%、スタビでは30%～50%、140kg/m3で90%程度となった。

土塊の最大径が大きい供試体ほど着色率の最大値と最小

土質 B においてはプラント、移動式で60%～90%、スタビ値の差が大きくなる傾向がみられ、土塊の最大径が概ねでは1%～65%程度である。両解析結果の比較から、各セメ

供試体径の 1/3～1/5 以下になると着色率の最大値と最ント配合量でモールドの着色率はトレーの着色率に比べ小値の差が概ね 20%以下となる（図-6）。着色率のバラツ

15%～30%低い傾向にあった（図-2-図-3）。

キが大きい供試体では未撹拌土塊の最大径に対し供試体
サイズが不足しており、最低でも土塊の最大径の 3 倍以上の供試体サイズが必要と考えられる。

図- 2 モールド・トレーの画像解析比較（土質 A）

図- 6 モールドの 12 断面画像解析における混合度のばらつきと最大径の関係

4. まとめ図- 3 モールド・トレーの画像解析比較（土質 B）

セメント改良土の画像解析による混合度評価は、現地(3) 適切な混合度評価手法の検討

で目視により確認した改良土の状況を比較的よく数値化

2 つの手法の差異は、未攪拌土塊の影響が主な要因とできており、土質による攪拌の状況や機械による攪拌効

推定される。手法 1 のように土塊サイズに対し供試体サ

率の差を表現しうるものと考えらえる。また、評価手法

イズが十分ではない場合、供試体サイズ以上の土塊の除について供試体サイズと未撹拌土塊の三次元的な影響を去による着色率の過大評価、供試体サイズに近い土塊を検討した結果、供試体サイズは未撹拌土塊の最大径に対用いることによる着色率の過小評価が生じやすい。今回

し最低3～5倍の大きさを取ること、供試体サイズが小さの評価では、供試体サイズの未撹拌土塊により極端に混い場合には数 cm 間隔のスライスを解析し三次元的な評

合度の低い断面が生じ、全体の混合度を低下させる傾向価を行うことが望ましいと考えられる。今後は、供試体を確認したことから、後者の影響が強かったと想定されサイズやスライス手法の影響に関するデータを積み重る（図-4）。

ね、混合度評価手法を確立したいと考えている。
謝辞

今回の試験施工データは国土交通省北海道開発局岩見沢河川事務所により賜った。協力に深甚な謝意を表する。
《引用・参考文献》
1) 田中大地、仲条元、岡田幸七：北村遊水地における堤防図- 4 未撹拌土塊による混合度低下の例（モールド・移動

盛土材の改良工法について―固化破砕土による施工報告と式・土質 B・セメント配合量 80kg/m3）

今後の展望―，第 64 回（2020 年度） 北海道開発技術研究

手法 2 で確認された未撹拌土塊の最大径は土質 A で最発表会，pp.309-314，2021．

大 6cm 程度、土質 B で最大 15cm 程度であった。土質 A の2) 舟根熙、高橋秀彰、西村聡、林昌一、畠山潔芽：盛土材

配合量 80～120kN/m3 では未撹拌土塊の最大径は 4cm 程料のセメント改良工法における品質評価に関する考察,第 62度であり、土塊径の影響を受けにくかったのか 2 手法の号地盤工学会北海道支部技術報告集,p336-345,2022.1

全地連「技術フォーラム 2022」那覇【66】

深層混合処理におけるコア採取時期について
東邦地水株式会社

1. はじめに

〇

古市

良樹，谷奥

幸雄

N 値は砂質土で10程度以下、粘性土で5程度以下で、層厚セメントおよびセメント系固化材を用いた深層混合処

は最深部で40～50m に達する。

理では、形成された改良体が設計書で示されている品質を確保しているかどうかを検査する必要がある。

3. 品質検査方法

検査手法としては、ロータリー式ボーリングマシンに

深層混合処理の品質検査はチェックボーリングと一軸よるチェックボーリングと、一軸圧縮試験が一般的に実圧縮試験で行った。

施されている。チェックボーリングでは「採取コアの目(1) チェックボーリング

視による改良体の連続性の確認」、一軸圧縮試験では「採チェックボーリングは、改良範囲で以下のサンプラー

取コアを用いた強度確認」が行われる。なお、一軸圧縮を用いたオールコアボーリングを実施し、採取したコア

試験は材齢 28 日の強度を測定して評価することが多い。

を目視することにより、改良体の連続性および撹拌状態

改良体の強度発現を阻害する要因はコンクリートと同の確認を行った。ここで、コア採取（試料採取）に用い様であり、養生時における振動・衝撃・温度等が挙げらられるサンプラーの種類と適用地盤を示す。（表-2）
表-2 サンプラーの種類と適用地盤 2）れる。このため、コアを採取する時期については改良体

地盤の種類の強度発現を考慮して、試験材齢の直前で実施すること
粘性土が望ましいとされている。しかしながら、深層混合処理
サンプラーの種類

工の施工範囲・工程といった現場状況から、試験材齢の直前にチェックボーリングを実施することが困難な場合が多い。また、原則として材齢 28 日の強度を確認するた
め、万一所定の品質（強度）を満足しない結果が出た場
合、施工面で致命的な手戻りが発生する懸念もある。
今回、深層混合処理の品質管理のうち、コア採取時期（材齢）と一軸圧縮試験結果から求められる強度発現の関係を評価し、適切なコア採取時期について提案した。

エキステンション 単
固定ピストン式
式ロッド式
管
シンウォール
単
サンプラー
水圧式
管
二
ロータリー式二重管サンプラー
重管三ロータリー式三重管サンプラー
重管
二ロータリー式スリーブ内蔵
重二重管サンプラー
管

ロータリー式チューブサンプラー

実施場所の大部分は、愛知県・岐阜県・三重県に広がる木曽三川を中心とした伊勢湾北部地域の濃尾平野および臨海部の、いずれも沖積低地にあたる。

注)

◎最適，

中
く
ら
い

ゆ
る
い

◎

○

○

◎

◎

○

◎

○

◎

◎

○

○

◎

◎

砂礫

中
ゆ
構 軟
硬
く
密
密
る
造 質
質
ら
な
な
い
い
N 値の目安8
10 10～ 30
30
30
0～4 4～8以上 以下 30 以上 以下 以上◎

ブロックサンプリング

2. 品質検査場所の地形・地質

砂質土

多
重
管

岩盤

軟
岩

中
硬
岩

硬
岩

◎

◎

◎

○

○

○

◎

◎

○

○

○

◎

○

○

○

○
◎

○

〇適

セメントおよびセメント系固化材を用いた深層混合処理の改良体をコア採取する場合、当該地では上記のうち

ここで、当該地域の地層層序表を示す。（表-1）

ロータリー式スリーブ内蔵二重管サンプラーを用いた。

同表より、検査

このサンプラーによるコア採取の利点は以下の2点であ
表-1 地層層序表 1）

対象地の地層構
成は、最上位に第地質年代
完新世

積層、その下位に第四紀更新世の位に第三紀鮮新

第
四
紀

富田浜層
四日市港層
伊勢神戸層

更新世

②コアがサンプラーのインナーチューブに内蔵された

濃尾層
第一礫層

半透明のプラスチックフィルム製のスリーブに包ま

熱田層

基盤層を形成す

第二礫層
海部累層
第三礫層

る状況である。ま弥富累層

た、基盤層には養老山地を構成す

米野累層
第
三 鮮新世
紀

の設計基準強度にバラツキがあるため）

南陽層

古伊勢湾層

世の東海層群がる。
①強度に対してある程度広い適用範囲がある。
（改良体

北勢沿岸低地地下層序 濃尾平野地下層序

四紀完新世の沖洪積層、さらに下

地質系統

東海層群

る美濃帯が分布する地域もある。
このうち、改良対象層の多くは第四紀完新世の沖積層である。沖積層は砂質土および粘性土を主体としており、れて採取されるため、採取直後にコアの目視観察が可能で、さらに採取コアの乾燥をある程度防ぐことができる。
(2) 一軸圧縮試験 （JIS A 1216）
改良体が設計書で示されている品質（強度）を確保しているかを確認するため、一軸圧縮試験を行った。
ここで、品質規格値の例を示す。
（表-3）なお、試験に供する供試体は、改良長を概ね三等分（上層・中層・下層）し、それぞれの代表箇所のコアを選定して供試体を作製することが多い。

全地連「技術フォーラム 2022」那覇表-3 品質規格値の例 3）
試験項目

試験方法

規格値
①各供試体の試験結果は改良地盤設計基
準強度の85%以上

一軸圧縮試験JIS A 1216 ②1回の試験結果は改良地盤設計強度以上。なお，1回の試験とは3個の供試体の平均値で表したもの。

4. コア採取時期による強度発現への影響
コア採取時期（材齢）による強度発現への影響について検討を行った。ただし、強度（設計基準強度）は現場毎に要求される品質がことなるため、単純に比較は出来

図-1 ○○○○○○ない。ここで、平均一軸圧縮強度（qu）/設計基準強度

図-2 採取時の材齢と qu/quck（粗粒土）（quck）と材齢を比較した。各図の作成にあたり縦軸をqu/quck 横軸を採取時における改良体の材齢とした。なお、使用したデータ数、範囲は下記に示すとおりである。
・総データ数：497
・設計基準強度（quck）：200～1,320kN/m2
・採取時の改良体の材齢：σ4～σ43(1) 全データによる比較
全データの比較図を示す。（図-1）
相関係数はｒ=0.15である。これによれば、データは図中の材齢σ4～σ26区間に一様に散らばっており、コア採取時期による強度発現への明確な影響は認められない。

図-3 採取時の材齢と qu/quck（細粒土）

ただし、材齢がσ28（一般的な強度確認材齢）以降では
qu/quck≧2と、材齢は長いほど強度発現が大きい。

5. まとめ
今回の検討では、採取時期による強度発現への明確な影響が認められないため、材齢4日以降の改良体であれば、チェックボーリングによる改良体のコア採取が可能であると判断された。
しかしながら、改良体はセメントと水の水和反応により強度増加が起こるため、水和反応時に振動や衝撃が加わると強度増加に影響を与えることが懸念される。さらに、一般的には材齢7日以降に水和反応が落ち着くことを考慮すれば、やむを得ない事情が無い限り、材齢7日以降にチェックボーリングを実施することが望まれる。

図-1 採取時の材齢と qu/quck（全データ）(2) 改良土層毎の比較
次に、改良土層毎の検討を行った。ここで改良土層は構成土質から粗粒土（礫質土、砂質土）と細粒土（シル今回の検討結果より、コア採取時期は一軸圧縮試験の直前でなくても可能であるとの結論を得た。これにより、コア採取時期を流動的に調整し、円滑な工程管理が可能になるものと考えられる。

ト、粘土）に区分した。

今後更なるデータの蓄積により、固化材・添加量別の

粗粒土、細粒土の比較図を示す。（図-2、図-3）

検討も行えば、さらに踏み込んだコア採取時期の提案も①粗粒土の改良土可能と考える。

相関係数は r=0.18である。データは不規則に散らばっており、採取時の材齢による強度発現への明確な《引用・参考文献》

影響は認められない。

1)②細粒土の改良土
相関係数は r=0.16である。データは不規則に散らば域の地盤（都市地盤調査報告書第1巻），p.1，1962.8
2)っており、粗粒土に比べ qu/quck は若干小さい傾向があるものの、採取時の材齢による強度発現への明確な影響は認められない。

建設省計画局・愛知県・三重県編:伊勢湾北部臨海地
社団法人セメント協会編:セメント系固化材による地盤改良マニュアル[第5版]，p.233，2021.10

3)

社団法人セメント協会編:セメント系固化材による地盤改良マニュアル[第5版]，p.234，2021.10