戸田建設

技術研究報告第49号 2023

循環撹拌を用いたケーシング縁切引抜工法の研究
A STUDY ON CASING CYCLIC SHEAR REMOVAL METHOD USING CIRCULATED AGITATION

田 口 智 也 *1
Tomoya TAGUCHIConstruction work in urban areas often involves the removal of existing piles. The most widely used method at present is thecasing edge cutting extraction method. The backﬁlling part is not necessarily in a stable state because of problems such as the methodof placing the backﬁlling material, the stirring method, and the properties of the drilling slurry are unknown. Therefore, a new method
called the casing edge cutting extraction method using circulating stirring is proposed to solve the problems caused by the backﬁlling
process of the casing edge cutting extraction method.
In this paper, modeling experiments and in-site tests were conducted for the purpose of conﬁrming the state of agitation of
the circulating agitation method, establishing the construction method, and conﬁrming the quality of the backﬁlling section. The
following results were obtained.
1) The results of the modeling experiments show that drilling slurry and backfill material could be mixed uniformly by using amechanical agitation method in combination with the circulated agitation method.
2) The results of the in-situ construction experiment were generally satisfactory, and the uniaxial compressive strength and wet
density of the backﬁlled soil increased with depth. In addition, the eﬀectiveness of the circulating stirring method for cement
bentonite milk and drilling slurry was conﬁrmed.
Keywords :Existing Piles, Cyclic Shear Removal Method, Backfill, Circulated Agitation
既存杭，縁切引抜工法，埋戻し，循環撹拌

1. はじめに間を要する場合，注入した埋戻し材が硬化してしま都市部での新築工事では，既存杭撤去を伴うことが常う課題がある．

態化してきている．既存杭を撤去した部分は，原地盤に②引抜き後の撤去孔は，おおむね上部が埋戻し材，下部戻らず埋戻し部になるが，埋戻し部の状態によっては，が土塊を含む泥水の 2 層になり，下部が著しい脆弱部

新設杭の設計や施工に大きな影響があり，昨今この問題となるため，この状態で新設杭を施工すると孔曲がりに警鐘を鳴らした文献 1 ）も確認できる．

や孔壁崩壊する可能性がある．そのため，埋戻し材と既存杭撤去で多く採用されている工法は図 1 に示す

泥水を撹拌する必要があるが，現在広く行われているケーシング縁切引抜き工法（以下，縁切引抜工法）であ撹拌方法では混合が不十分であることが多い現状があるが，縁切引抜工法の埋戻しは必ずしも安定した状態とる 1 ）．
③撤去孔に溜った泥水は，杭周面の土砂・土塊，地下水はならない．その原因として，埋戻し部の生成過程に起因する課題を以下の 3 点挙げた．

だけでなく，削孔水・機材の洗い水等も含まれるた①縁切引抜工法は，ケーシング削孔により地盤との縁め，その性状は不明確かつ不安定で，たとえ泥水と埋を切り，既存杭の浮力の確保と孔壁保護のためセメ戻し材を均質に撹拌できたとしても混合体の強度は一ントミルク等の埋戻し材を注入しながら，既存杭を定にならないことが想定される．

引抜く．しかし，長尺や大径杭等で，引抜きに長時以上のような課題を分析した結果，解決するための手段として，循環撹拌を用いたケーシング縁切引抜工法（以下，循環撹拌工法）を提案する．本論では循環撹拌
工法の撹拌状態の確認，施工方法の確立，埋戻し部の品質確認を目的に実施した室内模型実験および原位置施工実験について報告する．

2. 循環撹拌工法の施工手順
本論で提案する循環撹拌工法の施工手順を図 2 および以下に示す．施工方法の課題解決にあたっては，可能な
図1＊

標準的な縁切引抜工法の手順 1）

限り既存の技術や機材を活用することとした．

1 戸田建設（株）技術研究所 修士（工学）Technology Research Institute, TODA CORPORATION, M.Eng.

4-1

図2

循環撹拌を用いた縁切引抜工法の手順図①地盤と既存杭との縁を切る．

せてスパイラルオーガーによる撹拌を行い埋戻し部の②既存杭周辺の泥水化．一般の縁切引抜工法と同様．

均質化を図る．

③既存杭を引抜きながら，ベントナイトミルク（以下，BM）を上部より注入する．固化材を使用しないため，

3. 室内模型実験

引抜きおよび切断に要する時間が確保され複数日にわ

3.1 実験目的・概要
循環撹拌工法の撹拌状態を確認することを目的に室内たる引抜きにも対応できる．（課題①の対策）．

模型実験を実施した．模型実験は 2 回に分けて行い，模④既存杭撤去後の撤去孔は，概ね上部が BM，下部に泥型実験Ⅰでは循環撹拌による撹拌性能を確認した．その水および土塊が堆積する．
⑤先端に撹拌翼を有する注入管を建て込む．BM と泥水

結果，孔先端の隅角部に砂などが堆積したため，物理的を孔口より回収し，プラント等のポンプで圧送して注な撹拌の必要性があると考えた．模型実験Ⅱでは循環撹入管先端より孔内に注入し循環撹拌させる．孔内には拌に加えて機械撹拌またはエアブロー撹拌（以下，エア土塊が点在するため，管の詰まり防止として地上部の撹拌）を併用することを想定した．以下は模型実験Ⅱのプラントでスクリーンを設ける．BM と泥水の混合物

内容について述べる．模型実験Ⅰの詳細については文献
2 ）， 3 ）を参照されたい．

（以下，B 泥水）の密度等を経時で観測し撹拌程度を3.2 模型実験Ⅱ評価する（課題②対策）．
⑥循環撹拌後の B 泥水の密度・体積等の計測より，掘削（1）実験装置

水・機材の洗い水・地下水を含む孔内水量，および土図 3 に実験装置を示す．杭撤去孔を模した内径400mm量を計算し，セメントミルク（以下，CM）の配合・のボイド管，ボイド管上部より試料の回収をする回収注入量の設定をする（課題③対策）．

管，回収用のモルタルポンプ，回収した試料を送水用の⑦⑥で定めた注入量の CM を注入する．注入量は，あモルタルポンプへ送るためのホッパー，送水用のモルタ

らかじめ定めた注入範囲区間ごとに必要な量を注入す

ルポンプ，ボイド下部より試料を吹き出す注入管と注入る．CM 注入により B 泥水のゲル化を伴うため，あわ管を回転させるモーターと注入管へ空気を送り込むコン4-2

図3表1
試験ケース

工法

循環撹拌
泥水
（粘性） 泥 +CB 泥 +BM

模型実験の装置
試験ケースおよび配合

機械撹拌
先端
全長

エア
撹拌

セメント

砂配合（ kg/m3）
粘土ベントナイト水CASE-2エア撹拌（在来工法）
機械撹拌
（在来工法）

CASE-3-1

循環撹拌

普通〇----

218.7

218.1

218.1

18.9754.5

CASE-3-2

循環撹拌

高粘性〇----218.7

0.0

435.8

18.9754.9

CASE-4-1

循環撹拌
→機械攪拌
循環撹拌
→機械攪拌循環撹拌→機械攪拌

普通-〇〇-

-

218.7

218.1

218.1

18.9754.5

普通-〇-

〇-

218.7

218.1

218.1

18.9754.5

高粘性-

〇〇-

-

218.7

0.0

435.8

18.9754.9

CASE-1

CASE-4-2
CASE-4-3

普通----

〇

218.7

218.1

218.1

18.9754.5

普通---

〇-

218.7

218.1

218.1

18.9

754.5

プレッサーで構成され，これらを用いて循環撹拌，機械を一般的な縁切引抜工法として再現した実験を行った．

撹拌およびエア撹拌を行った．循環撹拌は BM あるいは循環撹拌工法の CASE-3-1および CASE-3-2は，泥水にセメントベントナイトミルク（以下，CBM）の投入後，対して CBM を循環させ，機械撹拌を実施しない簡略化

循環中にマッドバランスを使用し密度を 2 分毎に計測しした施工を想定し，実験を行った．なお，CASE-3-2のて循環状況の確認を行った．循環は概ね 6 分間で密度が泥水の粘性は，CASE-3-1と比較し高粘性になるように一定になったことを確認し終了した．

した．
循 環 撹 拌 → 機 械 撹 拌 の CASE-4-1，CASE-4-2お よ び（2）実験ケース
表 1 に試験ケースおよび配合を示す．実験項目は，

CASE-4-3は，泥水とベントナイト水を循環撹拌させた

縁切引抜工法と循環撹拌工法および循環撹拌工法に機械後に，セメントミルクの注入を行う際に，機械撹拌を撹拌を加えた試験ケースとした．本実験における機械撹行った．セメントミルクの注入方法は，オーガースク

拌とは，オーガースクリューによる撹拌である．通常使リューの先端から噴射させて行った．CASE-4-2はオー用するオーガースクリューを想定し，樹脂系で作製されガースクリューを全長に取り付けた場合とし，CASE-たオーガースクリューの模型（スクリューオーガー，径385mm，ピッチ150mm）を，全長あるいは先端部のみ取4-3は CASE-4-1と比較するため，高粘性の泥水でそれぞれ実験を行った．同表に示す泥水は，砂と粘土を 1：1付けて実験を行った．また，各オーガースクリューの先で混合した泥水を標準とし，粘土だけで作製した泥水を端部からは，各試料の注入とエア撹拌用の空気を吹き出高粘性とした．
実験で使用した材料は，セメントを高炉セメント Bせるようにして実施工の状況を再現した．
CASE-1および CASE-2は，泥水に CBM を注入したあ種（密度3.16g/cm3），砂を豊浦砂（密度2.63g/cm3），粘土とに機械撹拌またはエア撹拌をするものであり，これらはカオリナイトを主成分とした無機系原料（密度2.58g/4-3図5

対象既存杭の配置と地盤概要

は，流動性が良いため，循環撹拌後に砂分の沈殿が起こり，下層の一部は未固結であり，中層は砂分とセメントミルクが混ざって高い強度となり，上層は砂分が少なくセメントミルクが多いため中層よりも低い強度発現になったと考える．以上のことから，高粘性である場合や砂分が多い場合では，機械撹拌あるいはエア撹拌が必要であったと思われる．
循環撹拌と機械撹拌を組み合わせた CASE-4は，機械撹拌のオーガースクリューを全長に取付けた CASE-4-2が均一な撹拌を実施できた．先端部のみの CASE-4-1および CASE-4-3は全深度に強度のバラツキがあり，均一な撹拌には至らなかった．これはセメントミルクの流れ道ができ，一様に撹拌が出来なかったものと考える．

4. 原位置施工実験
4.1 地盤および既存杭の概要
図4

一軸圧縮強さの強度分布

原位置施工実験は茨城県猿島郡境町で実施した．図 5に対象となる既存杭の配置，地盤概要を示す．既存杭には本敷地で過去に施工された杭を利用する．敷地内の地cm3），ベントナイトは，安定液として掘削工事で使用さ盤は埋土・細砂層（GL-6m まで），シルト・粘土層（GL-3れる一般的なベントナイト（密度2.60g/cm ）を使用した．

6m ～ -9m），細砂層（GL-9m ～ -18m）で構成される．表2 に対象となる既存杭の詳細と埋戻し方法を示す．

（3）実験結果
図 4 に一軸圧縮試験結果の強度分布を示す．同図は，4.2 埋戻し土の配合計画

各採取位置および深度における一軸圧縮強さを線形補BM， CM の配合量を決めるために現地土を使用した完した強度分布図である．在来工法のエア撹拌である

室内配合試験を行った．表 3 に泥水密度を1.2～1.4g/cm3

CASE-1は上層の圧縮強度が高く下層の圧縮強度が低いと想定した混合土の配合を示す．表 4 に混合土のフレッ分布を示す．概ね均一だが，下層は強度が低くなる傾向

シュ性状・一軸圧縮強さを示す．想定される試料①～③がある．在来工法の機械撹拌である CASE-2は高い圧縮の混合土密度に対して，ブリーディング率，一軸圧縮強強度が側面に寄り，中層にかけて強度が低い傾向にあさが目標範囲に収まることを確認した．表 4 の結果と地る．これは，機械撹拌が側面まで及んでいないものと考

表部の釜場容量などを考慮した BM，CM 投入量を想定して，ベントナイト水比（B/W）を12%，水セメント比えられる．
循環撹拌のみの CASE-3シリーズは深度方向に圧縮強（W/C）60％とした．

度の差が顕著に見られる．高粘性の CASE-3-2は，上層4.3 施工手順に低強度が集中するのに対し，CASE-3-1は下層に低強

図 6 に施工手順を示す．模型実験の結果により，BM度が集中する傾向を確認した．CASE-3-2循環撹拌時に循環撹拌後に CM オーガー上下撹拌を行う A 工法（模型

セメントミルクが上層に行きづらいため，下層に濃い実験 CASE4-2に相当）と CBM を循環撹拌させる B 工法

セメントミルクがたまったと考える．一方で CASE-3-1（模型実験 CASE3-1に相当）を実施した．いずれの工法

4-4表2試験No.

1234

対象既存杭の配置と地盤概要
既存杭

杭径（mm）

620
700
400-550750

杭長（m）
11.6
12.5
14.512.85

埋戻し方法

杭種
既製コンクリート杭
H 鋼杭
既製コンクリート杭
H 鋼杭

A 工法
B 工法

も CM または CBM 注入撹拌後に 2 深度で未固結試料を
表3
試料
番号
①②③

現地土を使用した混合土の配合

作液泥水密度（g/cm3）
1.2
1.3
1.4

表4

水W847
813779フレッシュ性状・一軸圧縮強さ

試料 混合土密度 フロー値
番号 （g/cm3） （mm）①②③

混合土の配合（kg/m3）
ベントナイト B
セメント C
220
26.2
210
26.5
200
26.8

1.27
1.32
1.37

430
310
260

ブリーディング率（％）

一軸圧縮強さ（kN/m2）

3 時間
9.3
3.9
1.0

7 日材齢 28日材齢1865912548313201070

20時間
9.84.41.1

採取した．
（1）A 工法（BM 循環撹拌後に CM オーガー上下撹拌）・手順①：既存杭の縁切り・引上げ
先端切羽外周部1050mm のケーシングを用いて，先端から水を噴射しながら既存杭の先端深度まで削孔する．
既存杭が共回りして周辺地盤との縁が切れたことを確認
図6

後，ワイヤーロープをかけて既存杭を引き上げる．既製施工手順

コンクリート杭は杭周りのソイルセメントの一部をハイウォッシャーで杭孔に落とした．H 鋼杭はほとんど落と循環撹拌させる．撹拌時間も CBM 泥水体積分をモルタさずに撤去した．

ルポンプで圧送する時間100分を目安とする．

・手順②：BM 循環撹拌配合試験結果を参考にした BM をオーガー先端から吐4.4 施工結果・未固結試料のフレッシュ性状出させ，地表部釜場に設置したサンドポンプで BM と泥表 5 に施工結果を示す．ケーシング先端は既存杭先端水の混合物（B 泥水）を吸い上げることで循環撹拌させと同深度に定めた．A 工法は既存杭撤去時の杭孔内の泥る．循環撹拌は B 泥水体積分をモルタルポンプで圧送す

水位を計測した結果，BM は計画時よりも投入できないる時間（No.1， 2 は80分，No.3は100分）を目安にして，ことが判明したので配合計画の B/W12% から22% に変更

10分おきに B 泥水密度を測定しながら，密度が安定するした．
表 6 に未固結試料の CM 泥水密度，フロー値，ブリーまで循環させる．B 泥水密度より CM 投入量を決定する．

ディング率を示す．施工直後に未固結採取器をオーガー

・手順③：CM オーガー上下撹拌

先端部と付け替え，表中の深度で未固結試料の採取を試

オーガーの先端を最下部に設置し，CM を吐出しながら 5 往復以上，上下方向にターニングを行う．

みたが採取器の不具合で採取できない深度もあった．A（2）B 工法（CBM 循環撹拌）

工法は配合計画より BM 配合を高くしたが配合計画の混・手順①：A 工法の手順①と同じである．

合土密度と未固結試料の CB 泥水密度やフロー値は概ね・手順②：CBM 循環整合している．未固結試料はブリーディングが発生しなA 工法と同様に CBM と泥水の混合物（CBM 泥水）をかった．B 工法も配合計画の混合土密度と未固結試料の4-5

表5No.1（A）

施工結果一覧

試験 No.（工法）
手順①
ケーシング先端
既存杭先端レベル
手順②
オーガー先端GL-11.89m
GL-11.89m
GL-11.89m

No.2（A）
No.3（A）
既存杭縁切り・引き上げ
GL-12.91m
GL-14.65m
GL-12.89m
GL-14.71m
BM 循環撹拌
GL-12.87m
GL-14.52m

B/W（BM 投入量）

22％（5m3）

22％（5m3）

22％（6m3）

オーガー回転数
ポンプ圧送量循環撹拌実施時間
密度が安定し始めた時間
最終 B 泥水密度（g/cm3）
手順③
W/C（投入量）
オーガー回転数
往復時間
往復回数（所要時間）
CM 流量

3 秒 / 回転170L/ 分
80分
40分
1.33

2.9秒 / 回転
170L/ 分
80分
40分
1.27

6 ～ 8 秒 / 回転
180L/ 分
100分
40分
1.3560％（1.5m3）
3 秒 / 回転
8 分 / 往復
5 往復（40分）
37.5 L/ 分

60％（2m3）
3 秒 / 回転
8 分 / 往復
5 往復（40分）
50 L/ 分表6
試験 No.
採取深度
CB 泥水密度（g/cm3）
フロー値（mm）
ブリーディング率No.4（B）
GL-13.00m
GL-12.92m
CBM 循環撹拌GL-12.99m
B/W：12％
W/C：180％（CBM：7.5m3）
6 秒 / 回転170L/ 分
100分
40分
1.33

CM 先端オーガー撹拌
60％（2m3）
3.3秒 / 回転8 分 / 往復
5.3往復（43分）
50 L/ 分―――――未固結試料のフレッシュ性状

No.1
GL-0.9m
GL-9.5m
1.36
1.43
400×400超 採取できず
0%（24時間） 採取できず

No.2
No.3
GL-0.7m
GL-0.7m
1.32
1.36
340×340140×130
0%（24時間） 採取できず

GL-0.3m
1.34
320×320

No.4
GL-5.0m
1.32
採取できず
採取できず

GL-11.7m
1.39
280×280

CB 泥水密度やフロー値は良い対応を示している．
4.5 埋戻し土部の調査結果（1）全長コアボーリング
埋戻しの状況および埋戻し部の性状を確認するために，コアボーリングを実施した．コアボーリングは，図7 に示す通り埋戻し中心に対して200mm 偏心した位置とし，一か所または二か所とした．二か所としたコア試料は No.3，No.4でありそれぞれ No.3-1，No.3-2，No.4-1，No.4-2とした．試料採取はロータリー式スリーブ内蔵二重管サンプラーを使用して乱れの少ない試料を採取(a) No.1, No.2

した．未固結採取位置は中央とした．
各コア試料の固結部採取率を1m ごとに算定した．図8 に各コア試料の固結部採取率を示す．赤で示した部分
は90% の採取率に届かなかった部分，青で示した部分
は現地地盤土質，既存杭根固め部分である．No.1および
No.3-1の全長に対する固結部採取率が57.7% と59.5% と低いことを除けば，73.5～87.5% となった．GL-3m 以深では概ね固結部採取率が90% を上回っているため，表層コア試料採取箇所を除き，良好に埋め戻されたと考えられる．

未固結試料採取箇所（2）一軸圧縮強さ
図 9（a）に原地盤のボーリング柱状図，各埋戻し部の(b) No.3, No.4

想定強度，および全ての試料の材齢28日 q u の深度方向分布を示す．

図74-6

処理孔に対するコアボーリング箇所

図8

コア試料の固結部採取率

図9

コア試料試験結果

埋戻し部 No.1の未固結試料については，約 GL--4.0mを形成している．GL-12.0m 以深は，q u が急激に高まり，2に q u ＝30～545 kN/m とばらつき，約 GL-9.0m に平均 q u

試料の色調も顕著に変化したため，これは残置された根＝672 kN/m2で，想定強度（477.7kN/m2）より大きく上回っ固め部であると考えられる．

た．コア試料については，GL-0.0m ～ -4.0m において未埋戻し部 No.2の未固結試料については q u ＝33.4～698硬化のため試料採取が不能で，約 GL-9.0m まではクラッkN/m2であり，全体的にばらつきが大きい．コア試料にクやパイプ状の未改良部があるため，ほとんどの試料はついては，GL-1.4m まで埋土であり，以深より GL-4.7m試験ができなかった．約 GL-9.0m 細砂層（Ds2）以深かまでクラックや脆弱部により，試験ができなかった．

2

ら，試料が強く固結し，q u が2000kN/m 以上の埋戻し土

GL-5.0m 以深から固結し，GL-9.0m 程度まで概ね1000～4-7

2000kN/m2で漸増し，ばらつきが少ない．No.1と同様に
約 GL-9m 以深より q u が高まり，それに伴いばらつきも多くなっている．約 GL-12m で q u が顕著に増加し，最大で4958kN/m2となっている．
埋戻し部 No.3の未固結試料については，上部および下部の平均 q u はそれぞれ175 kN/m2および149 kN/m2で小さかったが，中間部の q u は656kN/m2であり，想定強度（564.6kN/m2）の近傍にある．また，コア試料については，No.3-1において GL-3.0m ～ -6.3m，GL-9.6m～-11.5m

より，全体的には表層を除き，概ね良好に埋戻された．
・埋戻し下部は土被り圧によって圧密・脱水の影響を受け，一軸圧縮強さおよび湿潤密度は深度が深くなるほど大きくなる．
・セメントベントナイトミルクと泥水に対する循環撹拌工法の有効性が確認された．
謝辞
本研究は，青木あすなろ建設，淺沼組，安藤ハザマ，奥村組，

までクラックや脆弱部が存在し，試験ができなかった．

熊谷組，鴻池組，五洋建設，西武建設，髙松建設，東急建設，戸田

それ以外の部分については，No.3-1，No.3-2ともに同様建設，飛島組，西松建設，長谷工コーポレーション，ピーエス三の傾向を示していることがわかる．埋戻し上端から下端

菱，松村組の16社で実施したものである．に向けて緩やかに強度が上昇し，GL-13.7m で4081kN/m2を示しているほかは，最大で 3000kN/m2程度となってお

参考文献

り，比較的ばらつきも少ない．埋戻し部 No.4 について

1 ）地盤工学会関東支部 新設杭に干渉する既存杭の撤去・埋戻は，未固結試料とコア試料の q u が同様な傾向を示してい

しに関する研究委員会：既存杭の撤去・埋戻し方法とそのる．また，埋戻し上端から下端にかけ，わずかに q u の上影響を受ける新設杭の設計・施工，総合土木研究所，2022.6

2

昇傾向があるが，概ね2300kN/m 以下を示しており，比2 ）遠藤正美，寺内 将貴，森清 宣貴，山岸 直樹，山岸 直樹，張較的ばらつきも少ないことがわかった．A 工法に対して

媛，沼本 大輝：循環撹拌を用いたケーシング縁切引抜工法

B 工法は上部の未硬化部分が少なく，CBM と泥水の循の研究（その 2 ）循環撹拌模型実験の概要および計測結果，環撹拌の有効性が示された．

日本建築学会大会学術講演梗概集，pp511-512，2022.7.

3 ）川崎 健二郎，森 清隆，門井 大祐，冨田 祐介，松嵜 達弘，柏（3）湿潤密度
図 9（b）に，一軸圧縮試験に使用したコア試料およ木 隆男 : 循環攪拌を用いたケーシング縁切引抜工法の研究

び未固結採取試料の湿潤密度の分布を，実測結果から計（その 3 ）模型実験の一軸圧縮強さ , 日本建築学会学術講演

算した泥水密度，均一撹拌を仮定した想定密度および近梗概集，pp513-514，2022.

傍地盤の土質柱状図と併せて示す．原位置の測定結果に基づく，想定密度は No.1，No.2，No.3，No.4でそれぞれ1.37，1.33，1.38，1.38g/cm3であり No.4以外のコア試料は概ね高い値を示している．これは，A 工法において，調査位置がセメントミルク排出口に近くセメントミルクが相対的に多く含まれているため，密度が高くなったものと考えられる．また，湿潤密度は深度方向にわずかながら漸増するような傾向が見られる．これは，埋戻し土の液圧によって，脱水を受けるためであると推測される．未固結試料は，No.3を除いて概ね想定密度の近傍にある．このことから中央部分は中央近傍部分と比較してセメントミルクの含有量が低かった可能性がある．B 工法は未固結試料との密度差が少なく想定密度の近傍にあるため，循環撹拌によって孔内の均一化が図られたものと考えられる．

5. おわりに既存杭の撤去工法として循環撹拌を用いた縁切引抜工法を提案し，施工方法の確立，埋戻し部の品質確認を目的に実施した，室内模型実験および原位置施工実験より以下の知見を得た．
・模型実験の結果より，循環撹拌および機械撹拌を併用することで，泥水と埋戻し材を均一に撹拌ができることがわかった．
・原位置施工実験後の乱れの少ない試料の固結部採取率

4-8