フジタ技術研究報告㻌
第 㻡㻣 号㻌 㻌 㻞㻜㻞㻝 年㻌

地盤改良固化土の粘着力と一軸圧縮強さの関係㻌
北 島 㻌

明

福島㻌 伸二*1

要概軟弱地盤の盛土造成や構造物構築によるすべり破壊防止あるいは圧密沈下抑制のためにセメントなどの固化材を用いた固化改良工法が適用される例が多いが、複合地盤的設計法を採用する場合と構造物的設計法を採用する場合に分けられ、それぞれ必要な固化土の強度指標が相違する。すなわち、複合地盤的設計法は固化土の三軸圧縮試験による強度パラメータ（粘着力 c，内部摩擦角φ）により目標強度が設定されるのに対して、構造物的設計法は一軸圧縮試験による一軸圧縮強さ qu のみで足りる場合が多い。一方、実施工での固化改良部の強度管理は試験実施が容易な qu が採用されるのが普通である。したがって、複合地盤的設計法では加えた固化材量に強く依存する c と、これに対応する qu の関係が必要となる。そこで、本稿は固化改良地盤を複合地盤的設計により取り扱う場合を想定し、筆者らが経験した地盤改良工事で実施した室内配合試験の結果を整理して実務的に利用できる固化土の c と qu の関係式を提案するものである。

Relationship between cohesion strength and unconfined compression strengthof cement-improved soil
Abstract
There are many cases where a soil-improving method using cement is selected for avoiding sliding failure orconsolidation settlement on soft ground. Thinking about the design method, these improvement methods are divided
into two types, one about composite ground and the other to structure, and each of them requires a different strengthindex. In the case of composite ground, the design method requires cohesion strength and internal friction angle bya series of triaxial compression tests, and the other needs unconfined compression strength by unconfinedcompression tests. In general, only unconfined compression strength is used for a quality control related to strength
at a construction site, so it is necessary to know the relationship between cohesion strength and unconfinedcompression strength.
In this paper, we suggest a relational expression between cohesion strength and unconfined compression strength
by our data from numerous ground improvement works.

*1 土 木 本 部 土 木 エ ン
㻌 ジニアリングセンター

キーワード： 地盤改良固化土、一軸圧縮強さ、粘着力−47−－㻝－㻌フジタ技術研究報告㻌 第 㻡㻣 号

§１．はじめに型の二つに分けられる。前者は細粒分を多く含む高㻌

含水比の軟弱地盤などの中・深層固化改良のような固化材を混合するだけで、c 強度成分だけを確保する

軟弱地盤の盛土造成や構造物構築によるすべり破壊防止あるいは圧密沈下抑制のためにセメントなどもので、φ強度成分を期待しないものである。後者はの固化材を用いた固化改良工法が適用される例が多盛土材などの粘着力不足を補うために固化材を加え

いが 1)、改良深さは 5m を超えるものが一般的で中層てから通常の盛土材と同様に一定層厚で撒き出してあるいは深層固化改良工法が対象となる。中層・深層から締固める浅層固化改良に属するもので、c 強度成固化改良工法は設計法に着目すると、複合地盤的設分だけでなく、盛土材に粗粒分が含まれているため計法 2)を採用する場合と構造物的設計法 3)を採用する

締固めて土粒子間のかみ合せ効果によるφ強度成分場合に分けられ、それぞれ必要な固化土の強度指標も期待するものである。

が相違する。すなわち、複合地盤的設計法は軟弱地盤

次章以下に、筆者らが経験した地盤改良工事で実に新たに加わる荷重によるすべり破壊や支持力不足施した室内配合試験のうちの代表的な非締固め型固の対策のための固化改良部を一種の地盤とみなし、化土と締固め型固化土のそれぞれにおける c’と qu の内部をすべり面が通るとした安定計算により改良仕関係を紹介し、すべての試験結果の検討から両者の様を決定するもので、固化土の三軸圧縮試験による関係式を提案する。

強度パラメータ（粘着力 c，内部摩擦角φ）により目§３．非締固め型固化土の一軸・三軸圧縮強度特性㻌

標強度が設定される。
これに対して、構造物的設計法は固化改良部をすべり面の通らない構造物とみなし、新たに加わる荷重非締固め型固化土の試験は、ある用地造成工事にが固化改良部の許容応力を超えないように固化改良おいて盛土築造によるすべり破壊対策として中層固仕様を決定するのが基本なので、一軸圧縮試験によ化改良を施工することになった軟弱地盤から採取しる一軸圧縮強さ qu のみで足りる場合が多い。一方、た粘性土試料 KKK－Ac を用いて実施した。試料は実施工での固化改良部の強度管理は試験実施が容易

軟弱地盤表面から深さ 2～3m から油圧ショベルによな qu が採用されるのが普通である。したがって、複りバケット掘削したもので、図  に粒度曲線を記号

合地盤的設計法では加えた固化材量に強く依存する◇印により示し、粒度特性が最大粒径 Dmax=9.5mm，c と、これに対応する qu の関係が必要となる。

75μm 以下の細粒分含有率 FC≒70～80%にあり、自そこで、本稿は固化改良地盤を複合地盤的設計によ然含水比が wn≒89%であった。

り取り扱う場合を想定し、筆者らが経験した地盤改固化材は高含水比粘性土の固化改良に適したセメ

良工事で実施した室内配合試験の結果を整理して実ント系固化材（高有機質土用）を水・固化材比 w/c=1.0

務的に利用できる固化土の c と qu の関係式を提案すによりスラリー化して使用した。固化材添加量は固るものである。

化対象土 1m3 当たりの質量 ΔMC（kg/m3）により表示する。一軸圧縮試験は、一般に非締固め型固化土の§２．従来の固化土の粘着力と一軸圧縮強さの関係㻌㻌

対象となる強度レベルが締固め型のものに比較して高 い こ と を 考 慮 し て 、 固 化 土 の 試 験 は qu が地盤改良分野では一般的にc=(1/2)･qu

1,500kN/m2 を超える範囲まで実施した。

(1)

 100

なる関係が採用されている 7)。上式では、c は暗黙の(%)

うちに飽和粘性土地盤の短期安定問題における全応

通過質量百分率 P

力表示の非圧密・非排水強度 cuu を用いているのと同D=0.075mm

80 60じと思われる。しかしながら、長期安定問題的に扱う

複合地盤的設計法における固化土の c は、周辺地盤の

強度パラメータとの整合性を考えれば有効応力表示

FC≒75%

軟弱地盤KKK－Ac
盛土材MM－A40

FC≒28%

試料土の粒度試験 JIS A1204

 20の値が求められ、安定計算に採用できる合理的な固

化土の c’と qu の関係が必要となる。

固化土は固化対象土に固化材を加えただけの非締固め型と、固化材を加えてから締固めをする締固め−48−－㻞－㻌

非締固め型固化土：軟弱地盤KKK－Ac
締固め型固化土：盛土材MM－A

00.0010.010.1
粒 径110D (mm)図  試料土（軟弱地盤と盛土材）の粒度曲線

100地盤改良固化土の粘着力と一軸圧縮強さの関係㻌

一軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm

2000

1500

200-500-400

No.3
No.2-300

No.1

ΔMC=125kg/m3

100-200

σ3CNo. (kN/m2)
1502
1003200

1000
qu=(3.187×10－)･ΔMC4.073

500-600

KKK造成工事
三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm
軟弱地盤KKK－Ac (wn≒89%)
固化材：高有機質土用GS200
スラリー添加：w/c=1.0 (t=28日)

ρtcm(g/cm3)
1.441
1.449
1.445

-100

00
No.1

0100

No.2

050100150200250300No.3

固化材添加量 ΔMC (kg/m3)-100

図  非締固め型固化土の qu と ΔMC の関係

024620010(%)

軸ひずみ ε1

図  は ΔMC を ΔMC=125, 150, 200, 250kg/m3 と変8過剰間隙水圧 u (kN/m2)

偏差王力 σ1－σ3 (kN/m2)

2500

固化改良土の一軸圧縮強さ qu (kN/m2)

300

KKK造成工事
軟弱地盤KKK－Ac (wn≒89%，t=28日)
固化材：セメント系 (高有機質土用GS200)
スラリー添加：w/c=1.0

図  非締固め型固化土の応力~ひずみ曲線

えて固化させた供試体の一軸圧縮試験により得られ200た qu と ΔMC の関係を示す。図から、qu は ΔMC に応せん断応力 τ (kN/m2)

じて増加し、低強度から高強度までの広範囲の強度レベルでは曲線的な増加傾向を示すことがわかる。
ただし、強度範囲を限定すると、例えば強度レベルをqu=750kN/m2 前後で二つに分けるとそれぞれの強度範囲で比例的な関係が認められるので赤色で示した

KKK造成工事
三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm
軟弱地盤KKK－Ac (wn≒89%)
固化材：高有機質土用GS200
スラリー添加：w/c=1.0 (t=28日)

150

φ'LS=19.8°

ΔMC=125kg/m3
c'=47kN/m2
φ'LS=19.8°

100

ように直線近似もできるようである。

No.250少ない ΔMC=125kg/m3 の固化土について等方圧密0ρtcm(g/cm3)
1.441
1.449
1.445

No.1

図  は試験を実施したシリーズの中で ΔMC が最も

σ3C=50, 100, 200kN/m2 の非排水三軸圧縮試験を実施して得られた偏差応力(σ1－σ3)・過剰間隙水圧 u と軸ひずみ ε1 の関係を示す。図  は、図  から最大偏差応力(σ1－σ3) max とその時の過剰間隙水圧 uf を読み取

σ3C
No. (kN/m2)
15021003200No.3050100150200250300

有効垂直応力 σ’ (kN/m2)

図  非締固め型固化土の強度パラメータτり、有効応力表示での Mohr の応力円を描いてそのφ’=φ’LS包絡線を直線により近似して求めた強度パラメータ（c’ , φ’）を示す。固化土のφ’はφ’≒20°と小さく、高強度固化土

これは固化対象の試料が細粒分を多く含む粘性土でc’あるため固化しても内部摩擦的強度成分が期待できφ’LS
低強度固化土ないためであり、非締固め型固化土の特徴といえよσ’10σ’う。
 ΔMC の少ない低強度の固化土では、図  に示した

図  非締固め型固化土の粘着力 c’の求め方線を直線により近似して求めやすい。しかしながら、から機械的に直線近似して求めると、c’ を正確に評ように、（c’ , φ’）を破壊時の Mohr の応力円の包絡ΔMC が多い高強度の固化土では 、(σ1－σ3) max は σ3C価できない可能性がある。また固化土の強度発現は固化材による固結構造の形成による c’ の増加が主体による相違が少なく、試験のバラツキもあることから σ3C に対応したものとならないなど、Mohr の応力なので、ΔMC の増加がφ’の増加につながらないこと

円の包絡線を直線により近似しにくくなる。高強度は明らかである。そこで高強度固化土のφ’は図  にの（c’ , φ’）を試験で得られた Mohr の応力円の接線概念的に示すようにφ’の求めやすい ΔMC の少ない低−49−－㻟－㻌フジタ技術研究報告㻌 第 㻡㻣 号

強度固化土のφ’LS による直線を破壊規準として800

固化改良土の粘着力 c' (kN/m2)

Mohr の応力円の包絡線を近似して求めることにした。
図  は ΔMC を変えた固化土の試験から得られた結果からφ’LS=19.8°の破壊規準により求めた c’とΔMC の関係を示す。図から、c’は図  に示した qu～ΔMC 関係と同様に ΔMC の増加に対して曲線的な増加傾向を示すことがわかる。固化土の c’と qu の関係は上述した式(1)を用いずに、図  に示した qu～ΔMC 関係と図  に示した c’～ΔMC 関係を用いて、同一の ΔMCKKK造成工事
軟弱地盤KKK－Ac（wn≒89%, t=28日）
固化材：セメント系（高有機質土用GS200）
スラリー添加：w/c=1.0700

三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm

600

500
400
300

c'=(4.005×10－)･ΔMC3.386200により発揮されるそれぞれの値を対応させて求める100ことにする。
0固化土は強度が高くなるほど脆性的性質が卓越しc’/qu が一定とならないため、c’/qu の逆数である qu/c’

050100150200250300

固化材添加量 ΔMC (kg/m3)と qu の関係を双曲線

qu/c’=qu/(α＋β･qu)          (2)により近似した結果を図  に示す。図から、qu/c’は qu

図  非締固め型固化土の 㼏’と ΔM㻯 の関係の増加に対してある値に収束する傾向にあるが、その値は双曲線により 1/β=3.53 と推定できる。

KKK造成工事
軟弱地盤KKK－Ac（wn≒89%, t=28日）
固化材：セメント系（高有機質土用GS200）
スラリー添加：w/c=1.0

一軸圧縮強さ・粘着力度比 qu/c'

5.0§４．締固め型固化土の一軸・三軸圧縮強度特性
締固め型固化土の試験に使用した土（以下、崩積土と称する）は wn=29.7%であり、図  に粒度曲線を記
号〇印により示したように Dmax=53mm，FC≒28%の粒度状態にあったが、供試体寸法を考慮して、9.5mm以上の粒径分を除いたカット粒度状態（記号●印）で4.03.0

qu/c'=qu/(α＋β qu)(α=23.59 , β=0.283)

2.0

1.00.0使用した。固化材は高炉 B セメントを粉体添加とし

1/β=3.53

一軸・三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm
0500

1000

1500

2000

2500

固化改良土の一軸圧縮強さ qu (kN/m2)

固化材添加量は湿潤状態にある 1m3 の土に対する質図  非締固め型固化土の c’/qu と qu の関係

量 ΔMC（kg/m3）により表示する。

図  は ΔMC=50, 75, 100, 150kg/m3 と変えて準備した固化土供試体の一軸圧縮試験から得られた qu とMM造成工事
盛土材MM－A ( wn=29.7%)
固化材：高炉Bセメント(粉体添加)
養生日数：t=28日

700

ΔMC の関係を示す。図から、固化土の qu～ΔMC 関係
固化盛土材の一軸圧縮強さ qu (kN/m2)

は、図  に示した非締固め型固化土の場合に比較すると、強度範囲が狭くほぼ比例的関係にあるので直線

qu =-113+3.804･ΔMC         (3)によりほぼ近似できることがわかる。
図 は崩積土単体の三軸圧縮試験から得られた応力～ひずみ関係を、図  は図  から読み取った軸ひずみ ε1=15%時の偏差応力(σ1－σ3)15 から描いた有効応力表示の Mohr 応力円と、その包絡線を直線により近似して求めた強度パラメータ（c’O, φ’O）をそれぞ

600

500

400
qu=Ac+Bc･ΔMC(Aq=－113 , Bq=3.804)

300

200100
一軸圧縮試験：D/H=50mm/100mmれ示す。

0

図  は固化土の ΔMC を変えた同様の試験から得られた c’と ΔMC の関係を示す。非締固め型固化土と同050100150200
固化材添加量 ΔMC (kg/m3)

図  締固め型固化土の qu～ΔMC 関係

様に、φ’は崩積土単体と同じφ’O=30.2°一定として−50−－㻠－㻌

250

地盤改良固化土の粘着力と一軸圧縮強さの関係㻌

400350係を図  に示した qu～ΔMC 関係と同様に偏差応力 σ1－σ3 (kN/m2)c’ =-10＋0.996･ΔMC          (4)の直線により近似したものである。
図  も非締固め型固化土と同様に qu/c’～qu 関係を双曲線

qu/c’= qu/(17.34＋0.259･qu)      (5)により近似した結果である。

300-500
No.2200
150-300
σ3Cρt
No. (kN/m2) (g/cm3)
150
1.648
2100
1.6403200
1.64650w(%)
29.5
29.229.7以上の試験結果から、固化土の c’～qu 関係は非締固0510
軸ひずみ ε101510020200(%)

図  崩積土単体の三軸圧縮試験による応力～ひずみ関係
MM造成工事
三軸圧縮試験：D/H≒50mm/100mm
盛土材MM－A (wn=29.7%)
せん断応力 τ (kN/m2)

印）と締固め型固化土（◇印）の試験から得られた上
200

σ3C
ρt
No. (kN/m2) (g/cm3)
150
1.648
2100
1.640
3200
1.646

さい低強度レベルでは現実的でない値を与えるので、は c’/qu≒0.5 では qu≦100kN/m2 のような低強度であ-100

No.3-100で与えることにしたい。図  は非締固め型固化土（〇有効範囲として c’/qu≦0.5 とすることにした。実際に-200

No.2-50

め型あるいは締固め型で分類される固化土の種類、quDC(%)
89.689.489.4No.10式による関係をそれぞれ示す。なお、式(6)は qu が小-400

No.1§５．固化土の粘着力と一軸圧縮強さの関係式

qu の関係式で表示できることがわかった。そこで、実務で使いやすい c’～qu 関係式として、
c’/qu=α/qu＋β        (6)-600

250100により示される強度レベルに関係なく、同形式の c’と-700No.3(kN/m2)

して採用することにした。図中の直線は c’～ΔMC 関-800

MM造成工事
三軸圧縮試験：D/H≒50mm/100mm
盛土材MM－A (wn=29.7%)

過剰間隙水圧 u

傾きφ’O の直線を破壊規準として得られる値を c’とw(%)
29.529.229.7

φ'O=30.2°

DC(%)
89.6
89.4
89.4No.3c'O=15kN/m2
φ'O=30.2°

100

り実務的には固化改良の対象にならない強度レベル

No.2No.1といえる。
 図  は、図  に示した試験結果に加えて、他の 5事例における固化土の室内配合試験から得られた c’～qu 関係をまとめて示す。
各事例における固化材はセメント系固化材や普通ポルトランドセメント、高炉セ

00100

200

300400有効垂直応力 σ’ (kN/m2)

図  崩積土単体の破壊時の Mohr 円と強度パラメータメントなど一定ではない。図中では、固化土が非締固め型では N-C（固化材は w/c=1.0 のスラリー添加でMM造成工事
盛土材MM－A ( wn=29.7%)
固化材：高炉Bセメント(粉体添加)
養生日数：t=28日

250

Non-compacted）により、締固め型では C（固化材は固化改良盛土材の粘着力(φ'=30° c' (kN/m2)

粉体添加で Compacted）によりそれぞれを区別して示してある。図から、固化土の c’～qu 関係は固化土の種類や使用した固化材の相違にかかわらず c’/qu が式(1)のように一定ではなく qu によりおおよそ 1/2～1/4の範囲で変化することがわかる。そこで、c’～qu の平均的な関係式として図中の結果を近似した

c’/qu=23.1/qu＋0.269         (7)を提案したい。図中には試験データの上・下限線をうまく近似できるように係数 α と β を設定した曲線もそれぞれ示してある。図から、c’/qu は強度レベル qu200

c' 28=Ac+Bc･ΔMC(Ac=－10 , Bc=0.996)

150

10050三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm
0が低いほど 1/2 に近く、増加に伴って 1/β=1/3.72 に収束してゆくことがわかる。

050100150200
固化材添加量 ΔMC (kg/m3)

図  締固め型固化土の c’～ΔMC 関係−51−－㻡－㻌

250

フジタ技術研究報告㻌 第 㻡㻣 号

提案した c’～qu 関係式(7)は、安定計算により設定6.0

固化盛土材の一軸圧縮強さ・粘着力比 qu/c'

された c’表示の目標強度を現場で達成できる ΔMC をより合理的に求めることを目指したものである。すなわち、安定計算において周辺地盤の強度パラメータと整合性のある c’～qu 関係は、目標とする強度レベル quが高いほど式(1)との相違が大きくなり危険側の値を与えることになるので、正確な ΔMC を求めるために重要なものとなる。

§６．おわりにMM造成工事
盛土材MM－A ( wn=29.7%)
固化材：高炉Bセメント(粉体添加)
養生日数：t=28日

5.0

1/β=3.861

4.0
3.0qu/c'=qu/(α＋β qu)（α=17.35 , β=0.259）

2.0
1.0
一軸・三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm
0.00200400600

800

1000

固化盛土材の一軸圧縮強さ qu (kN/m2)

本稿は固化改良地盤を複合地盤的設計により取り

図  締固め型固化土の qu/c’～qu 関係の双曲線近似

扱う場合に必要となる固化土のc’とquの関係を室内試験により調べ、実務的に使用できる相互の変換式を提案した。今後の試験結果の蓄積により修正する

1.0

均的関係としてc’/qu=23.1/qu＋0.269を提案した。提案したc’～qu関係式は、安定計算により設定されたc’表示の目標強度を現場で達成できるΔMCをより正確に求めることを目指したものである。

固化土の一軸圧縮強さ比 c'/qu必要があるが、当面の間はこれまでの試験結果の平固化土のc'とquの関係
固化材：セメント・セメント系
養生日数：t=28日

0.8
c'/qu=α/qu＋β

0.6

MM－A：
α=17.34 , β=0.259

c'/qu≦0.5

KKK－Ac：α=23.59 , β=0.283

0.40.2

参考文献

1.

一軸・三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm(社)セメント協会編：セメント系固化材による地盤改0.0

良マニュアル第 4 版, 技報堂出版, pp.7-16, 2012.
2.

0400

(財)土木研究センター編：陸上工事における深層混
木研究センター, pp.75-90, 2004.

1.0(財)土木研究センター編：陸上工事における深層混
固化土の粘着力・一軸圧縮強さ比 c'/qu

合処理工法設計・施工マニュアル（改訂版）, (財)土木研究センター, pp.91-99, 2004.
4.

(財)土木研究センター編：陸上工事における深層混合処理工法設計・施工マニュアル（改訂版）, (財)土木研究センター, p.82, 2004.
ひとこと

1600

2000

固化土の粘着力と一軸圧縮強さの関係
養生日数：t=28日
固化材：セメント・セメント系

0.9〇 ：KKK造成(N-C)

0.8◇ ：MM造成(C)● ：KGG造成(N-C)◆ ：宮崎MS(N-C)■ ：HN造成(C)▲ ：OHダム(C)＋ ：OP造成(C)

0.7
0.6c'/qu≦0.50

0.5c'/qu=α/qu+β(α=23.1 , β=0.269)

0.4

α/β=40/0.30

0.3

一軸圧縮強さと粘着力の比は0.2

強度によって異なり、高強度の場

0.1

合は粘着力の過大評価により危0.0

険側になるおそれがあるが、今α/β=10/0.24

一軸・三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm
0500

1000

1500

2000

固化土の一軸圧縮強さ qu (kN/m2)

年の新戦力である佐藤輝明、伊図  各事例における固化土の c’/qu と qu の関係

藤将司、中野拓夢はたとえ期待北島㻌 明1200

図  固化土の c’/qu～qu 関係の比較

合処理工法設計・施工マニュアル（改訂版）, (財)土3.

800

固化土の一軸圧縮強さ qu (kN/m2)

が過大でも常に応えてくれるので勇気と安心を与えてくれる。

−52−－㻢－㻌

2500