フジタ技術研究報告第 47 号 2011 年

砕･転圧盛土工法による谷田大池堤体改修工事事例

北 島明

福 島 伸 二*1

土佐内優介

概要

谷田大池は、大井川用水農業水利事業（1947～1968）により大井川用水網が整備されたため灌漑用貯水池の役割を終えていたが、同事業において調整池として活用することになり、現行基準「ため池整備」に適合するように耐震補強と漏水防止を目的とした堤体改修を行うことになった。しかし、谷田大池では築堤土をダムサイト周辺で入手できなかったことや工事に伴う掘削発生土の処分地が確保できなかったため、築堤土に池内の底泥土を利用できる砕･転圧盛土工法 1)、2)が採用されることになった。
谷田大池の砕･転圧盛土工法は、底泥土に工事に伴う掘削土のうち覆土と仮設工事に使用した残りを加えて混合泥土として使用することで掘削土の場外処分を無くした。本稿は、谷田大池における砕･転圧盛土工法による堤体の耐震補強と漏水防止のための堤体ゾーニングの概要を報告するものである。

Report on repair of the YATA-OHIKE-dam using muddy soil mixed with cement

Abstract

Most old fill type dam reservoirs have accumulated muddy soil in the base of the reservoir,
causing pollution and the loss of reservoir capacity. This muddy soil generally has ahigh-water-content and comprises very soft clayey soil. We have developed a new type method torepair damaged embankments by using cement mixed with this muddy soil. In this paper、wereport on the repair of the YATA-OHIKE-dam using cement-mixed muddy soil.

キーワード： アースダム、老朽化、底泥土、堤＊１ 建設本部 土木エンジニアリングセンター体改修、リニューアル－71－フジタ技術研究報告 第 4７号§１．はじめにり、その下の Mcs 層が堅硬で十分な支持力と止水性を有している。既設堤体は、地震力を水平震度係数 kH=0.15 与え

谷田大池は 1895 年（M28）に築造された潅漑用ため池

た条件における安定計算では、安全率が FS=0.92（<1.20）

で 、確認されているところでは 1944 年の東南海地震となり、地震時の安定性が確保されていないことが明らかに（M7.9）により堤体上流側の一部崩壊や底樋周囲からの漏なった。そこで、堤体の耐震補強のために、コアトレンチを水などの被害を受けたため 1953～1956 年に堤体と底樋のMcs 層まで掘り込んだ傾斜コアゾーンによる堤体ゾーニン部分改修が、さらに 1978～82 年に堤体上流側の前刃金工グが検討された。通常の築堤土による堤体ゾーニングは、法による改修、洪水吐・斜樋・底樋の全面改築が実施され使用する築堤土が有している強度に応じて、FS≧1.20 を満ていた（ダム便覧には堤高 H=16.0m のフィルダムとして登足するように堤体の形状や勾配が決められる。これに対し録されている）。谷田大池は、大井川用水農業水利事業て、砕･転圧盛土工法による堤体ゾーニングは、築堤土とな（1947～1968）により大井川用水網が整備されたため灌漑

る砕･転圧土の強度を固化材添加量の加減により自由に設用貯水池の役割を終えていたが、同事業において調整池定できることから、予め決めた堤体ゾーニングの安定計算として活用することになり、現行基準「ため池整備」に適合により FS≧1.20 を満足するために必要な砕･転圧土ゾーンするように耐震補強と漏水防止を目的とした堤体改修を行うの強度を逆算により求められる。谷田大池の堤体ゾーニンことになった。

グは、堤頂部が道路として利用されているため堤体軸を移しかし、谷田大池では堤体改修に必要な築堤土をダムサ動できないうえ、既設の洪水吐や取水トンネルをそのまま活イト周辺地域で入手できなかったことや工事に伴う掘削発用するために改修後の堤体が既設堤体内に入るように図 2生土の処分地が確保できないことから、築堤土に池内の底に示す断面に決定した。すなわち、堤体上流側は、Mcs 層泥土を利用できる砕･転圧盛土工法 1)，2)が採用されることにまで掘り込んだコアトレンチ I と遮水機能に必要な幅を確保なった。谷田大池の砕･転圧盛土工法は底泥土に掘削発生したコアゾーン II を砕･転圧土により築造し、その外側に既土のうちランダムゾーン築造や仮設工事に使用した残りを設堤体からの掘削土を流用処分するためにランダムゾーン加えて混合泥土として使用して場外処分を無くすことを目III を築造するものとした。堤頂部は地震時に生じる可能性指した。のある局部的なすべり破壊を防ぐことと下流側の堤体安定

本稿は、谷田大池における堤体の耐震補強と漏水防止化のために、約 3m までを掘削除去して砕･転圧土により築のための砕･転圧盛土工法によるゾーニングと、それを築造造しなおすことにした。なお、コアトレンチ幅は、基礎地盤するための設計･施工法を報告するものである。にせん断抵抗を効果的に付加できるようにコアゾーン底面幅より拡大させ 8m とした。

§２．改修時の堤体ゾーニング

安定計算は、砕･転圧土によるコアゾーン I・II とランダム
ゾーン VI の強度パラメータ（(c’)CC 、 (φ’)CC）のうち、(φ’)CC

谷田大池の基礎地盤は強風化泥岩層 WMcs と泥岩層を室内配合試験で得られた値に余裕をみた(φ’)CC=14.5°とMcs から構成され、WMcs 層が粘土化により軟弱化してお一定にして(c’)CC をパラメトリックに変えて実施し、FS=1.20

ランダムゾーンVI (砕・転圧土)
6.00
45.21

コアトレンチI (砕・転圧土)

1：2.50EL24.60
1：2.50強風化泥岩 WMcs
泥岩 Mcs (泥・砂岩互層)

コアゾーンII (砕・転圧土)

EL18.62
11.50

10.00

90

15.98

1：1.

14.21

5.98

既設堤体 Eb

4.02
1.00

3.02

FWL=32.00.50
1：2.90
1：1

6.00

25.00
EL34.60

4.90

58.00

22.51

.5
1：0

5

EL15.55～16.68

1：0.

9.00
5.60
EL20.00

4.00

EL25.60
. 50
. 30
1：2
1：2.
1：0

3.32～4.45

H=14.60

14.00

ランダムゾーンV.5

40.50

1：0

ランダムゾーンIII

EL13.72

法先ドレーン
キーブロックゾーンIV (砕・転圧土)

図 1 谷田大池の改修後堤体の標準断面－72－

砕･転圧盛土工法による谷田大池堤体改修工事事例

表 1 谷田大池の改修前・後の堤体仕様
堤 体仕 様堤 体形 式堤 高 (m)堤 長 (m)
堤体積 (m3)
貯水量 (m3)
砕･転圧土量(m3)
流用土量(m3)
上流
法 面
勾 配
下流
その他の改修

改 修 前
傾斜コア
16.0
136.0
71,000131,000――
1：2.3(小段付)
1：1.8―

以上のように決定された堤体ゾーニングでの全築堤土はゾーン I・II・IV・VI の砕･転圧土 12,800m3 とゾーン III・V

改 修 後
傾斜コア
14.6
136.0
77,400131,000
約 12,800
約 14,800
1：2.5(小段付)
1：2.5
洪水吐・斜樋の築堤土 14,800m3 とを合わせた 27,600m3 になった。表 1には改修前・後の堤体仕様を示す。また、写真 1 は工事開始直前における堤体上流側の堤体状況を、写真 2 はほぼ同じ方向からみた改修後の堤体の状況をそれぞれ示す。

§３．室内配合試験
3.1 初期固化土の強度特性
谷田大池では、既設堤体とコアトレンチやキーブロックトレンチなどからの掘削土の場外処分をなくすため、ランダムゾーン III・V の築造や仮設工事に使用した残りのすべてを底泥土に加えて混合泥土として使用した。そのため底泥土と掘削土の混合割合は、実施工での管理に便利な底泥土の体積 VMd に対する掘削土の体積 VEb の比で表示すると
nV=VEb/VMd=0.50になった。
基本底泥土とした nV=0.50 の混合泥土の初期固化強度に及ぼす w の影響を調べるために、w を wO=61.2%と、こ写真 1 改修工事実施前の堤体上流側の状況

れを乾燥して w=47.5%に、あるいは加水して w=72.5%に含水調整した混合泥土による初期固化土の一軸圧縮試験を実施した。図 3 に試験から得られた(qu)IS10～w 関係をΔMC 毎に示す。(qu)IS10～w 関係は(qu)IS10 を w=wO 時の強度 a により、w を wO によりそれぞれ正規化すると、底泥土の種類や ΔＭC に関係なく指数関数(qu)IS10=a･(w/wO)b（b=－1.37）
によりほぼ近似できることがわかっている 1)，2)。図中の曲線は上式によるものであり良い再現性を有していることがわかる。
図 4 に(qu)IS10 に及ぼす粒度の影響を調べるために、
nV=0.25，0.50，1.00 と変えた混合泥土を ΔMC=100，150，

写真 2 改修工事実施後の堤体上流側の状況

200，250kg/m3 により t=tS=10 日目まで固化させた初期固化土の一軸圧縮試験から得られた(qu)IS10 と FC の関係を示を確保できる目標強度として(c’)CC*=103kN/m2す。図の縦軸は、(qu)IS10 に及ぼす含水比の影響を取り除く

堤体下流側は、WMcs 層にせん断抵抗を付加するため(qu)IS10/(w/wO)bに既設堤体の外側に掘削発生土によりランダムゾーンを押としてある。図から、(qu)IS10 は ΔMC が同じであれば FC が減え盛土的に腹付けし、すべり面が WMsc 層を通らないよう少すると、すなわち粗粒分が増加すると、高くなることがわために、上式の含水比項(w/wO)b により正規化したと決定した。にその下の Msc 層まで掘削して砕･転圧土によるキーブロかる。（qu)IS10 に及ぼす FC の影響は、w-Fc モデルにより wックトレンチ IV を配置することにした。キーブロックトレンチの影響を取り除いて考えると、指数関数

IV の幅は、砕･転圧土ゾーンの強度レベルをゾーン I・II・(qu)IS10=c･(FC/FCO)d

VI と同じ(c’)CC*=103kN/m2 にして実施した安定計算からにより近似できることがわかっている 2)。ここで、c は ΔMCにより決まる基本底泥土（wO，FCO）の(qu)IS10 の値、d はFS=1.20 が達成できる値として決定した。

－73－フジタ技術研究報告 第 4７号

谷田大池 混合泥土（nV=0.50, w=47.5～72.5%）
一軸圧縮試験：D/H≒50mm/100mm]
初期固化土：tS=10日
固化材：セメント系（特殊土用GS200）
スラリー添加：w/c=1.0

2200
2000

2000
1800

31800

谷田大池 混合泥土（nV=0.25～1.00）
一軸圧縮試験：D/H≒50mm/100mm
初期固化土：tS=10日
固化材：セメント系（特殊土用GS200）
スラリー添加：w/c=1.0

2200

ΔMC=250kg/m

3

1000
3ΔMC=150kg/m

8002(b=－1.37)

ΔMC=200kg/m

1200

1400

一軸圧縮強さ (q u)IS10//(w /w O) (kN/m )2(q u)IS10 (kN/m )一軸圧縮強さb(q u)IS10=a･(w /w O)w O=61.2%

14001600b31600

600

ΔMC=250kg/m

3ΔMC=200kg/m

1200
1000
800

3ΔMC=150kg/m

600

3ΔMC=100kg/m

3ΔMC=100kg/m

200200004045505560

含水比65w

7075

4280(q u)IS～t=tS
tS=3日

500

tCC

tS=1日

400

5862
FC

(q u)CC～t=tS＋tCC
tS=2日

300

tS=3日

70740.80

一軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm

0.60
R2=0.49

R3=0.460.40
tS=2日
tS=3日0.20

3

ΔMC=150kg/m
0.00

tS=5日

20066(%)

谷田大池 混合泥土（nV=0.50, w O=61.2%）
解砕･転圧による強度低下特性
固化材：セメント系（特殊土用:GS200）
スラリー添加：w/c=1.0m

1.00

260054図 3 初期固化土の(qu)IS10～FC 関係

強度低下比 R3=(q u)CC/(q u)IS at t=28日

70050

細粒分含有率谷田大池 混合泥土（nV=0.50 , w O=61.2%）
初期固化土と砕･転圧土
固化材：セメント系(特殊土用：GS200)
スラリー添加:w/c=1.080046(%)

図 2 初期固化土の(qu)IS10～w 関係(q u)IS , (q u)CC (kN/m )(d=－1.16)

400

400

一軸圧縮強さd(q u)IS10=c･(FC/FCO)

FCO=59.2%(nV=0.50)

03

ΔMC=150kg/m24
初期固化日数

1006810tS (日)図 5 砕･転圧による強度低下に及ぼす tS の影響

0051015経過日数20253035

経過日数 tCC（=10－tS）日目の強度であることを示していt = tS +tCC (日)る。図における初期固化土を解砕･転圧した直後の tCC=0

図 4 砕･転圧強度(qu)CC に及ぼす tS の影響

日目における砕･転圧土の強度(qu)CC0 は築堤時の転圧機
ΔMC によらない係数である。図 4 には d=－1.16 とした上式

械のトラフィカビリティーに関係する強度である。図から、砕･による曲線を示しており、上式により(qu)IS10/(w/w

転圧土の強度(qu)CC は初期固化土状態における強度(qu)IS係をうまく近似できることがわかる。

よりも小さく、tS による影響が大きいことがわかる。また、

O)b～FC 関

3.2 砕･転圧土の強度特性(qu)CC0 は tS が短い方が低いものの、解砕･転圧直後に発揮

1) 初期固化日数の影響される(qu)CC0 からの再固化での強度増加が大きいことがわ

図 5 は nV=0.50 の混合泥土の ΔMC=200kg/m3 による初かる。このことは、tS が短く初期固化時に発揮された強度が期固化土の一軸圧縮強さ(qu)IS と経過日数 t=tS の関係と、低いほど砕･転圧土状態における固化発現余力が残ってお

初期固化土を tS=1，2，3，5 日目に解砕･転圧した砕･転圧り、再固化における強度増加が大きくなるためと考えられる。

土の一軸圧縮強さ(qu)CC と経過日数 t（=tS+tCC）の関係を比以上のことから、砕･転圧土の目標強度を設定する時には較したものである。ここで、(qu)CC の下添字 CC は砕･転圧土

t=tS の影響を考慮しなければならないことがわかる。
実施工における tS は、築堤時の転圧機械のトラフィカビリであることを、また下添数字がある場合には解砕･転圧後の－74－

砕･転圧盛土工法による谷田大池堤体改修工事事例

ティーを確保するために必要な強度レベルにほぼ達するに対して決められた ΔMC*を w と FC により補正して求めた。

tS=3 日を標準とし、目標強度レベルや施工性を考慮して適

写真 4 に初期固化機によるピット内の混合泥土と固化材ス切な tS を選択する。

ラリーの混合状況を示す。

tS を変えた砕･転圧土の強度特性を調べるために、全経過日数t=tS+tCC=28 日目における初期固化土の解砕･転圧による強度低下の比をで 定義す る

解砕工程は固化ピット内で tS=2 日間あるいは 3 日間だけ固化させた初期固化土をバケット式解砕機により掘削してR=(qu)CC/(qu)IS1) ， 2) 。 図

2) 解砕工程規定の Dmax で解砕しながら不整地運搬車に積込みを行う

6 に は 図 5 に 示し た (qu)CC ～ tものである（初期固化土を解砕した状態を解砕土という）。

（=tS+tCC）関係と(qu)IS～tS 関係から読み取った R と tS の関

解砕機は山積み 0.8m3 級バックホウをベースマシンとして、係を示す。図から、初期固化土の解砕･転圧による強度低アタッチメントである最大力 200kN の押土プレートを装着し下は tS=3 日までが著しく、標準の tS=3 日の場合にはた格子バケットにより、掘削した初期固化土の解砕と積込み

tS=3 日：R3＝0.46を行うものである（解砕能力は約 50m3/時間）。格子間隔はであることがわかる。
施工計画§４．砕・転圧盛土工法の施工
管理用道路の築造

既設堤体の掘削
プラントヤード造成

4.1 仮設・準備工事

固化ピットヤード造成

谷田大池の堤体改修工事は図 6 に示す施工フローに従スラリープラント設置
固化ピット造成って実施し、仮設工事と準備工事の後、砕・転圧盛土工法による築堤を開始した。

コア・キーブロックトレンチの掘削仮設工事は、先ず右岸側アバットから池敷内に連絡する
コアゾーンI・II
ランダムゾーンIV・VI

管理用道路を築造の後、工事用道路や固化ピットヤードの造成、プラントヤードの整地とプラント設置を行った。写真 3

試験施工

混合泥土の初期固化工に設置したスラリープラントの状況を示す。準備工事は仮設

初期固化土の解砕工工事とほぼ並行して既設堤体とコアトレンチ、キーブロックト

繰返しレンチの掘削をそれぞれ行った。

既設堤体の段切り掘削

4.2 砕･転圧盛土工法の施工工程

ランダムゾーン
III・Vの築堤

築堤工･覆土工

固化ピット内での底泥土と掘削土を加え合わせた混合泥土の初期固化、初期固化土の tS=2 日目あるいは 3 日

張ブロック工目の解砕、そして築堤の各工程を繰り返すことにより一層仕上げ・片付け工毎にコアゾーン I・II、ランダムゾーン IV・VI の築堤を行っ

図 6 谷田大池の施工フロー図

た。
1) 初期固化工程
初期固化工程は混合泥土の準備、混合泥土の wT と FCの測定、混合泥土を目標強度に初期固化するために必要な ΔMC の算定、初期固化機によりピット内に ΔMC に相当する固化材スラリーを添加・混合して tS=2 あるいは 3 日だけ初期固化させる工程である。
混合泥土は固化ピット内に底泥土、掘削土の順で nV=0.5 と同じ層厚比 nV=ZEb/ZMd になるように準備した。混合泥土のwT と FC の測定は午前・午後の 2 回、初期固化範囲の固化ピット中央部で初期固化機を空回転させて底泥土と掘削土を撹拌して均一な混合泥土状態にしてから試料約 1.5kg を採取して行った。固化ピット内の混合泥土（w 、 FC）に添加すべき ΔMC は、基本底泥土（wO=61.2%、FCO=59.2%）

写真 3 固化材のスラリープラント（24m3/hr.型)－75－

フジタ技術研究報告 第 4７号

3) 築堤工程
築堤工程は運搬されてきた解砕土をバックホウで一層毎に撒出し、ブルドーザで一定層厚 ΔH=35cm 程度に敷均しをしてから、写真 6 に示すように、20 ㌧級振動ローラ（機械質量約 11 ㌧）により規定の N=8 回だけ転圧して砕･転圧土
ゾーン I・II・IV・VI を築堤する工程である。転圧回数 N＝8回は試験施工を実施して目標とする強度と遮水性の砕･転圧土を準備できる値として決定した。

§５．おわりに
砕･転圧盛土工法は農林水産省官民連携新技術研究開

写真 4 混合泥土の初期固化状況

発事業の共同研究により、老朽化したため池やフィルダムの効率的な堤体改修を目指して開発されたもので、池内の底泥土を固化改良して築堤土として有効活用して、底泥土の除去処分と堤体改修を両立させたものである。砕･転圧盛土工法は底泥土を固化処理して遮水性を確保しつつ所要の強度を有する築堤土を人工的に製造できることから急勾配法面での堤体改修が可能で、貯水容量の減少もないなど経済的な改修が期待できる。
谷田大池の砕・転圧盛土工法では、池内の底泥土に既設堤体やコアトレンチ等からの掘削発生土を加えて混合泥土として使用したことにより、底泥土の除去処分だけでなく、工事に伴う掘削発生土の場外処分を無くしたことで経済面だけでなく環境面でも優れた効果が得られた。

写真 5 初期固化土の掘削・解砕・積込み状況
参考文献
1) (社)農業農村整備情報総合センター：ため池改修工事の効率化、－砕･転圧盛土工法によるため池堤体改修－、設計・施工・積算指針(案)、2006．
2) (社)農業農村整備情報総合センター：砕･転圧盛土工法
によるフィルダム堤体改修、－堆積土･発生土を有効利用したフィルダムのリニューアル技術－、設計･施工･積算指針(案)、2009．

ひ と こ と砕･転圧盛土工法によるフィルダム
写真 6 解砕土の振動ローラによる転圧状況の改修事例は谷田大池で 3 箇所目となり、今年度は次のステップである掘Dmax の大きさ 200、100、50mm の 3 種類を設定することり込み式堤体への適用を模索するとが可能であるが、谷田谷池では Dmax=200mm に設定した。

ともに、マートン、スタンリッジの両助

写真 5 に初期固化土のバケット式解砕機による掘削・解砕・っ人の来期の残留を心から祈りたいと積込み状況を示す。

北 島－76－

明思います。