フジタ技術研究報告第 㻡㻢 号㻌 㻌 㻞㻜㻞㻜 年

砕・転圧盛土工法の簡略設計法の提案
北 島明

福島㻌 伸二要

概砕･転圧盛土工法は、築堤土の入手難と底泥土の除去処分を同時に解決し、築堤土と土捨て場の確保に伴う環境破壊を不要とした堤体改修技術である。砕・転圧土の目標強度は砕・転圧土ゾーンに必要な粘着力として設定されるため、固化材添加量の決定のためには添加量を変えた砕・転圧土による一連の三軸圧縮試験が必要である。一方、実施工における固化改良
土の強度管理は、試験実施が簡単な一軸圧縮試験による一軸圧縮強さを指標としており、固化材添加量や施工管理に必要な関係式を導くためには一軸圧縮試験と三軸圧縮試験による体系的な各種の試験を大量に実施しなければならず、小規模な堤体改修事業への適用は困難であった。
そこで、本稿は砕・転圧盛土工法を小規模な堤体改修にも適用できるように、室内配合試験の実施数量を可能な限り省略できる簡略設計法を提案するものである。

Simplified design method of rehabilitation technique using cement-mixed soilfor fill-type dam embankment
Abstract
A rehabilitation technique using cement-mixed soil for fill-type dam embankment can resolve two problems at thesame time: good soil is needed for the embankment and a landfill site for muddy soil is required. Due to thesecharacteristics, this method can reduce the adverse effects on the environment during construction. However, it
requires a series of triaxial compression tests for design because the target strength is set for the cohesion forstability while it also requires a series of unconfined compression tests for daily quality management. Therefore, as
numerous tests are needed before starting, it is difficult to apply to small-sized dams which do not have sufficientbudget.
In order to extend the scope of application to small-sized dams, we have developed a simplified design method that
reduces the number of tests as far as possible.

キーワード： 砕・転圧盛土工法、簡易設計法、一軸圧縮強さ、粘着力−19−－㻝－㻌フジタ技術研究報告㻌 第 㻡㻢 号

§１．はじめに強度、すなわち初期固化土では(qu)IS10=(qu)IS*により、砕・転圧土では tS=3 日とした場合には tCC=t－tS=10－3=7 日目までに発現する強度(qu)CC7=(qu)CC*によりそれぞれ設定

フィルダムやため池の多くは、老朽化して堤体改修（耐震補強や漏水防止）が求められているものの、近年周辺の市される。

街化が進むなど堤体改修に必要な築堤土を入手しにくくな

本論文中の(qu)IS10 の下添字 IS は Initial Stabilized のっている。一方、貯水池に堆積した底泥土は貯水容量の減頭文字から初期固化土であること、下添数字 10 は t=10 日

少や水質悪化の原因となり除去処分が必要となっているも目の強度であることを示す。同様に(qu)CC7 の下添字 CC はのの、土捨て場の確保が難しく産廃処分をせざるを得ない

Crushed and Compacted の頭文字から砕・転圧土である問題を抱えている。砕･転圧盛土工法は、築堤土の入手難こと、下添数字 7 は tCC=7 日目の強度であることを示す。まと底泥土の除去処分を同時に解決し、築堤土と土捨て場のた、(qu)IS*などの上添記号*は目標強度に関連したものであ確保に伴う環境破壊を不要とした堤体改修技術であり、図 1ることを示す。に示すように原料泥土となる底泥土を、あるいは底泥土に砕・転圧盛土工法の設計・施工指針 1)、 2)では、室内配合工事に伴う掘削土を加えた混合泥土をセメント系固化材に試験は初期固化土と砕・転圧土の両方について実施するこより所要の強度と遮水性を有するように改良した固化改良とが規定されており、基本となるのは一軸圧縮試験による初土を既設堤体の上流側の一部掘削した部分に腹付けて行期固化土の強度(qu)IS に及ぼす固化材添加量ΔMC、養生うことを基本としている。

日数、原料泥土の含水比や粒度の影響を調べる試験、初砕・転圧土の目標強度は、砕・転圧土盛土工法により堤期固化土をある一定期間 tS だけ固化させてから固化途上

体改修を施す堤体全体が安定であるために砕・転圧土ゾー

中に解砕・転圧した砕・転圧土の再固化強度特性を調べる

ンに必要な粘着力として逆算される。一方、実施工におけ試験などを実施する必要がある。加えて、砕・転圧土の強る固化改良土の強度管理は、試験実施が簡単な一軸圧縮度パラメータ（(c’)CC 、 (φ’)CC）とΔMC の関係を求めるた試験による一軸圧縮強さを指標とするので、室内配合試験

めの三軸圧縮試験も実施しなければならない。

は、2 種類の固化改良土の相互の強度関係、砕・転圧土の粘着力と一軸圧縮強さの関係、目標強度を達成できる固化含水比・粒度補正(w-Fcモデル)

材添加量を調べるための一軸圧縮試験と三軸圧縮試験に初期固化日数(tS)固化材よる体系的な各種の試験を大量に実施しなければならない。
室内配合試験は規模の大きいフィルダムでは工事費用

混合泥土(含水比・粒度変化)

初期固化土

解砕(Dmax)

築堤(撒出し･敷均し･転圧)
砕･転圧土も大きく必須のものとして実施できるのに対して、小規模な既設堤体
等掘 削
底泥土掘削

堤体改修では費用対効果面からすべての試験を実施する

強度主体

遮水性主体
強度主体

シェルゾーン

シェルゾーン

ことは難しいため、簡略化されたものが求められる。そこで、

法先ドレーン

本稿は砕・転圧盛土工法を小規模な堤体改修だけでなく、既設堤体底泥土大規模な堤体改修における予備的検討にも適用できるよう

コアゾーン
コアトレンチに、室内配合試験の実施数量を可能な限り省略できる簡略

基礎地盤

図 1 砕・転圧盛土工法の基本的概念設計法を提案するものである。
(qu)IS , (qu)CC§２．砕・転圧盛土工法における固化改良土の強度関係㻌(qu)IS10

砕・転圧土の目標強度は、砕・転圧土盛土工法により堤(qu)IS10=(qu)IS*≒(qu)CC*/R3

解砕･転圧による強度低下
R3=(qu)CC25/(qu)IS28(qu)IS3

体改修を実施された堤体全体の安定計算により、所要の安(qu)IS28全率を満足して安定性が確保できる砕・転圧土ゾーンに必(qu)CC7=(qu)CC*

要となる粘着力(c’)CCStability として逆算される。一方、実施(qu) CC0tS=3日 tCC=7日

工での強度管理は試験実施が容易な一軸圧縮試験による一軸圧縮強さが指標に用いられるので、粘着力と一軸圧縮

解砕・転圧日tS=3日(標準)強さの関係が必要になる。砕・転圧盛土工法における固化改良土の強度は、図 2 に示すように、原料泥土に固化材を添加してから強度発現が緩やかになり始める t=10 日目の目標強度設定日
t=tS+tCC=3+7=10日(qu) CC25

t=3+25=28日

t=tS+tCC

図 2 初期固化土と砕・転圧土の強度発現特性（tS=3 日）−20−－㻞－㻌

砕･転圧盛土工法の簡略設計法の提案㻌

2500

300

2000

1500
ΔMC=28+0.0659･(qu)IS101000

堤沢ダム混合泥土A〔底泥土＋堤体土，nV=2.0, (wMix)O=49.1%〕
砕・転圧土：t=tS+tCC=3+7=10日
固化材：セメント系（高有機質土用GS225）
スラリー添加：w/c=1.0350

4540250(c')CC7～ΔMC

3530

ΔMC=11＋0.635･(c')CC720025150

2015100500(φ')CC7～ΔMC

10505

一軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm
050050100150200
固化材添加量 ΔMC (kg/m3)

内部摩擦角 (φ')CC7 (deg.)

堤沢ダム 混合泥土A（底泥土＋堤体土, nV=2.0, (wMix)O=49.1%）
初期固化土：t=tS=10日
固化材：セメント系（高有機質土用GS225）
スラリー添加：w/c=1.0
砕・転圧土の粘着力 (c')CC7 (kN/m2)

初期固化土の一軸圧縮強さ (qu)IS10 (kN/m2)

3000

三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm02500

図 3 初期固化土の(qu)IS～ΔMC 関係

50200100150
固化材添加量 ΔMC (kg/m3)0

図 4 砕・転圧土の(c’)CC～ΔMC 関係
1.0

それらの室内配合試験の結果をもとに、砕・転圧土の目標強度低下比 R=(qu)CC/(qu)IS at t=28日

強度を現場で達成できる固化材添加量ΔMC=ΔMC*、施工管理指標になる一軸圧縮強さ表示の目標強度、初期固化土の(qu)IS*と砕・転圧土の(qu)CC*がそれぞれ求められる。
代表的な例として堤沢池における配合試験結果を図 3、図 4 に挙げるが、一連の配合試験を実施するとそれぞれの土質に特有の以下のような関係式が得られる。
ΔMC=A+B･(qu)IS10(1)ΔMC=A’+B’･(c’)CC7(2)また、同一固化材添加量 ΔMC、養生日数 t における初期固堤沢ダム 混合泥土A（底泥土＋堤体土, nV=2.0, (wMix)O=49.1%）
固化材：セメント系（高有機質土用GS225）
スラリー添加：w/c=1.00.80.6

ΔMC=100kg/m30.4

R3=0.380.2tS=3日

一軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm

0.0

化土と砕・転圧土の一軸圧縮強さ比 R（㻩(qu)CC/(qu)IS）は図5 に示すように初期固化養生日数 tS に依存して変化する。㻌

R=R3･(tS/3)－0.2320246
初期固化日数 tS (日)810

図 5 砕・転圧土の初期固化土に対する強度低下比 R§３．砕・転圧盛土工法の簡略化設計法
堤沢ダム 混合泥土A（底泥土＋堤体土, nV=2.0, (wMix)O=49.1%）
砕・転圧土：t=tS+tCC=3+7=10日
固化材：セメント系（高有機質土用GS225）
スラリー添加：w/c=1.0400

㻟㻚㻝 砕・転圧土の粘着力と一軸圧縮強さの関係㻌

示したものである。図中には(c’)CC7/(qu)CC7=一定線として(c’)CC7/(qu)CC7=1/2.0～1/3.5 の範囲で 4 種類を示してある。
(c’)CC～(qu)CC 関係は一般的な粘性土質に用いられる関係
式 c=(1/2)･qu では表現できず、(c’)CC の増加に対応して(qu)CC が増加する傾向を示していることがわかる。
図 6 の図中の赤色の直線は式(1)と式(2)からΔMC を消砕・転圧土の粘着力 (c')CC7 (kN/m2)

図 6 は同一の配合条件で準備した砕・転圧土の三軸圧縮試験による(c’)CC7 と一軸圧縮試験による(qu)CC7 の関係を

300

200(c')CC7=α＋β･(qu)CC7(c')CC7=27＋0.26･(qu)CC7100去して得られる (c’)CC ～ (qu)IS10 関係を求め、(qu)IS10 を(qu)CC7=R3･(qu)IS10 を用いて変換して得られる関係式(c’)CC7=α＋β･(qu)CC70(3)を示したものである。また、(qu)CC7/(c’)CC7 は式(3)から一軸・三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm
0200

400

600

800

砕・転圧土の一軸圧縮強さqu)CC7 (kg/m3)

図 6 砕・転圧土の(c’)CC と(qu)CC の関係(qu)CC7/(c’)CC7=(qu)CC7/(α＋β･(qu)CC7)−21−－㻟－㻌

1000

フジタ技術研究報告㻌 第 㻡㻢 号とおけることから、(qu)CC7/(c’)CC7～(qu)CC7 関係は図 7 に示すように双曲線となり(qu)CC7 の増加に対して一定値に収束5.0することがわかる。
砕・転圧土の強度比 C=(qu)CC7/(c')CC7

そこで、(c’)CC7～(qu)CC7 関係に及ぼす(qu)CC7 の影響を調べるために、砕・転圧盛土工法により堤体改修を実施した 5個所のフィルダムにおける室内配合試験結果から読み取った砕・転圧土の(c’)CC7/(qu)CC7 と(qu)CC7 の関係を図 8 に示す。
図中には、式(3)を考慮した関係式(c’)CC/(qu)CC7=α/(qu)CC7＋β

堤沢ダム 混合泥土A（底泥土＋堤体土, nV=2.0, (wMix)O=49.1%）
砕・転圧土：t=tS+tCC=3+7=10日
固化材：セメント系（高有機質土用GS225）
スラリー添加：w/c=1.0(3’)

により、データの上・下限線、平均線をうまく近似できるように係数α と β の値を決定した曲線をそれぞれ示す。図から、(c’)CC7/(qu)CC7 は(qu)CC7 に依存し、(c’)CC7 と(qu)CC7 の関係は

4.0

1/β=3.662

3.0C=(qu)CC7/(c')CC7=(qu)CC7/{α＋β･(qu)CC7}

2.0(qu)CC7/(c')CC71.0
一軸・三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm
0.0

一定値ではなく強度レベル(qu)CC7 により変化し、(qu)CC7 が増加すると(c’)CC7/(qu)CC7 が減少する傾向にあることがわか

0200400
600
800
砕・転圧土の一軸圧縮強さ (qu)CC7 (kg/m3)1000

図 7 砕・転圧土の(qu)CC7/(c’)CC7 と(qu)CC7 の関係る。しかし、この傾向は特に強度レベルが低い(qu)CC7 ＜300kN/m2 において顕著であるものの、(qu)CC7 が増加すると一定値に収束することもわかる。
以上から、(c’)CC7 と(qu)CC7 の関係式として、0.9(4)粘着力・一軸圧縮強さ比 (c')CC7/(qu)CC7(c’)CC7=27＋0.26･(qu)CC7を(c’)CCStability を(qu)CC*に変換するための基本式として使用
する 3)。
㻟㻚㻞 初期固化土と砕・転圧土の間の強度変換㻌
ここまでの過程で、(c’)CCStability が(qu)CC*に変換されたので、次に必要になるのが(qu)CC*を(qu)IS*に変換することであり、これには例えば初期固化養生期間を 3 日とすると強度低下比 R3 を用いて(qu)IS*=(qu)CC*/ R3

砕・転圧土の粘着力と一軸圧縮強さの関係
砕・転圧土：t=tS+tCC=3+7=10日
固化材：セメント系
スラリー添加：w/c=1.01.00.8◇ ◆：西大谷ダム〇 ：大原ダム□ ：谷田大池△ ：堤沢ダム＋ ：SKダム

0.70.6(c')CC7/(qu)CC7=0.50.5α/β=35/0.350.4α/β=27/0.26

0.3α/β=10/0.250.2tS=3日0.1(5)

一軸・三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm0.0により行うことができる。R3 は原料泥土の種類や強度レベルなどの影響を受けることがこれまでの知見からわかっている

0内配合試験から R3 と(qu)CC7 の関係を整理したものを図 9 に400600800
1000
砕・転圧土の一軸圧縮強さ (qu)CC7 (kg/m2)

1200

解砕・転圧による強度低下比
初期固化土：t=10日
砕・転圧土：t=tS+tCC=3+7=10日
固化材：セメント系
スラリー添加：w/c=1.01.0示す。図から、R3 は R3=0.5 に近い値にあるものの(qu)CC7の増加に対して減少傾向にあり、図中の曲線で示したよう

0.8

強度低下比 R3=(qu)CC25/(qu)IS28に累乗式(6)による近似が可能であると考えられる 4)。
㻟㻚㻟 簡略化した設計法の提案㻌
図 10 は簡略設計法の概要を図示したもので、赤破線枠内に示した関係式はそれぞれ上述の式(4)および式(6)を使

tS=3日0.6に示したような初期固化土の(qu)IS10～ΔMC 関係から各現0.4◇ ◆ ：西大谷ダム〇 ：大原ダム□ ：谷田大池△ ：堤沢ダム＋ ：SKダム0.2

0.0

場で固有に決定する式(1)で算定できるものである。すなわ
ち、(c’)CCStability は、式(4)を(qu)CC7 について整理した

R3=0.805･[(qu)CC7]－0.102

R3=0.50って変換する過程を示している。実線枠内の関係式は図 3(qu)CC7={(c’)CC7－27}/0.26200

図 8 砕・転圧土の(c’)CC7/(qu)CC7 と(qu)CC7 の関係

ので、R3 を推定するために上述の 5 個所のダムにおける室R3=0.805･[(qu)CC7]－0.102(c')CC7/(qu)CC7=α/(qu)CC7+β（(c')CC7/(qu)CC7≦0.5）

0

三軸圧縮試験：D/H=50mm/100mm

200
400600800
1000
砕・転圧土の一軸圧縮強さ (qu)CC7 (kg/m3)

図 9 強度低下比 R3 と強度レベル(qu)CC7 の関係(4’)−22−－㻠－㻌

1200

砕･転圧盛土工法の簡略設計法の提案㻌

における(c’)CC7 に(c’)CCStability を代入すれば(qu)CC*に変換できることを示しており、さらに(qu)IS*は式(6)に(qu)CC*を代入して強度レベルの影響を考慮して推定できる R3 を用いて(qu)IS*=(qu)CC*/R3

室内配合試験
初期固化土(一軸)：ΔMC=A＋B･(qu)IS10[wO , FCO , t=10日](c’)CC7=27+0.26･(qu)CC7(c’)CCStabilityにより変換できることを示している。

(qu)IS*=(qu)CC*/R3R3(qu)CC*

現場で(c’)CCStability を達成することができるΔMC* は、

ΔMC*

R3=0.805･[(qu)CC]－0.102(qu)IS*にαFL=1/1.5 を考慮して強度割増しをした配合強度

図 10 簡略化した設計法の手順(qu)IS*/αFL を、初期固化土の室内配合試験で得られた図 3に示したような(qu)IS10～ΔMC 関係を近似した式(1)に代入すれば室内配合試験
初期固化土(一軸)：ΔMC=A＋B･(qu)IS10 [wO+FCO , t=10日]
初期固化土(一軸)★1：(qu)IS～[t , w , FC]～ΔMC(t=1, 3, 10, 28日)
砕・転圧土(三軸) ★2： ΔMC=A’＋B’･(c’)CC7[wO+FCO , t=tS＋tCC=3+7=10日]

ΔMC*=A+B･(qu)IS*/αFLのように算定できる。つまり簡略設計での室内配合試験は
図 10 における実線枠内の一軸圧縮試験、すなわち図 3 に示した初期固化土の(qu)IS10～ΔMC 関係を求めるだけで算(c’)CCStability定可能である事を示している。

ΔMC*(qu)IS*(qu)CC*=R3･(qu)IS*R3

詳細設計法においては式(4)、あるいは式(6)は、図 11 に室内配合試験
砕・転圧土(一軸) ★3：R3 (R～tS)(qu)CC～t (=tS+tCC)～ΔMC[tS=1, 2, 3, 4日➝tCC=0, 1, 9(8, 7, 6), 10, 28日]示すように、初期固化土の一軸圧縮試験、砕・転圧土の一軸圧縮試験、三軸圧縮試験を実施して、改修事例ごとに求めて行うものである。これに対して、簡略化した設計法では、(c’)CCStability の(qu)IS*への変換が式(4)を用いれば可能なの

図 11 詳細設計法（指針法）の手順

で砕・転圧土の三軸圧縮試験（図中★2 印）が省略でき、また(qu)IS*の(qu)CC*への変換が R3 値を式(6)により推定できる

表 1 簡略設計法と詳細設計法の比較

ので砕・転圧土の tS やΔMC を変えた一軸圧縮試験（同★

（(c’)CCStability=100kN/m2）

3 印）が省略できる。その他、小規模な堤体改修では原料泥土の含水比 w や粒度変化 FC の影響が少ないことから、初期固化土の w や FC を変えた一軸圧縮試験（同★1 印）も省略できる。以上から、簡略設計での室内配合試験は、(qu)CC*(qu)IS*(kN/m2)(kN/m2)R3ΔMC*(kg/m3)

詳細設計に比較すると試験数を 8 割程度削減することが可

簡略設計法

2816200.453

―

能である。

西大谷ダム

3467070.49

195／176

大原ダム

2244480.50

122／153

谷田大池

3206530.49

223／216

堤沢ダム

3007890.38

106／89SK ダム

3195910.54

91／94§４．簡略設計法と詳細設計法の比較
簡略設計は小規模な堤体改修が対象となるので、堤高も低く堤体安定に必要とされる砕・転圧土ゾーンの強度レベルも高くないと想定されることから、比較例の目標強度として(c’)CCStability=100kN/m2 を設定した場合の簡略設計によ【(qu)IS*】る(qu)IS*、(qu)CC*、ΔMC*を求めると以下のようになる。

上記の(qu)CC*と上記の R3 より(qu)IS*=(qu)CC*/R3【(qu)CC*】=281/0.453(c’)CCStability と式(4’)より=620kN/m2(qu)CC*=(100－27)/0.26【ΔMC*】㻌 㻌 㻌 㻌 =281 kN/m2

上記の(qu)IS*と堤沢池における(qu)IS10～ΔMC 関係を求めた図 4 の図中の式より【R3】
式(6)と上記の(qu)CC*より

ΔMC*㻌 =28+0.0659･(qu)IS*/αFL

R3=(0.805×281)－0.102=28+0.0659×620×1.5=0.453=89kg/m3−23−－㻡－㻌フジタ技術研究報告㻌 第 㻡㻢 号

同様に前述したフィルダム 5 事例において、室内配合試

参考文献

験により得られた式(1)に相当する(qu)IS10～ΔMC 関係と簡

1.

(社)農業農村整備情報総合センター：ため池改修工

易設計法を用いて求めたΔMC*と、詳細設計法を用いて求事の効率化－砕･転圧盛土工法によるため池堤体めたΔMC*を比較したものを表 1 に示す。表から、簡略設計

改修－ 設計・施工・積算指針(案), 2006.
2.の結果は、詳細設計による場合に比較して、大小どちらに(社)農業農村整備情報総合センター：砕･転圧盛土もばらつき平均的な値となっていること、(qu)CC*では最大 2工法によるフィルダム堤体改修，－堆積土･発生土割程度、(qu)IS*では最大 3 割程度、ΔMC*では最大 2 割程を有効利用したフィルダムのリニューアル技術－,度の相違があることがわかる。正確な設計数値は室内配合

設計･施工･積算指針(案), 2009.
3.

試験を実施することが基本ではあるが、この程度の相違の

福島伸二, 北島㻌 明, 谷㻌 茂：フィルダム堤体改修用
固化改良土の粘着力と一軸圧縮強さの関係, 第 61あることに留意して使用するのであれば、簡略設計法を使回地盤工学シンポジウム, 2018.

用する価値は十分にあると考えられる。
4.

§５．おわりに

福島伸二, 北島 明, 谷㻌 茂：固化改良底泥土（砕・転圧盛土工法）における砕・転圧土と初期固化土の強度変換法について, 第 15 回地盤工学会関東支部研究発表会 Geo-Kanto2018, pp.127-130, 2018.

本稿は、砕・転圧盛土工法を費用対効果的に指針に規定された室内配合試験を実施しにくい小規模な堤体改修に適用する場合を対象に、室内配合試験を可能な限り省略でひとこときる簡略設計法を提案した。

砕・転圧盛土工法の簡易設計

簡略設計法は、砕・転圧盛土工法を採用して堤体改修を手法は適用範囲の拡大に不可実施した 5 例のフィルダムで調べられた室内配合試験結果

欠なツールであるのと同様、ボーをもとに、砕・転圧土の(c’)CC7～(qu)CC7 関係、初期固化土とア、サンズ、マルテ、スアレスは砕・転圧土の強度変換式R3≒(qu)CC7/(qu)IS10 の平均的関係

1985年以来の日本一に不可欠を導入したもので、詳細設計法による場合に比較して、なツールであるので、今オフの(qu)CC*では最大 2 割程度、(qu)IS*では 3 割程度、ΔMC*で北島㻌 明

は最大 2 割程度の相違があることがわかった。正確な設計
数値は室内配合試験を実施することが基本ではあるが、この程度の相違のあることに留意して使用するのであれば、簡略設計法を使用する価値は十分にあると考えられる。㻌

−24−－㻢－㻌

契約更改に期待したい。