第4章 設 計
軟弱土固化処理工法の設計は、処理目的を達成と言われている。

するために必要な処理範囲、深さおよび改良強さ

これより、軟弱土の改良強さをqu＝50〜100kN/を決定することである。しかしながら、対象とな2m とすることが一般的である。ただし、軟弱土のる軟弱土の物理的・化学的な諸性質は実にさまざ性状、運搬状況は様々であり、試験施工により改まであるとともに極めて不均一である。

良強さを設定することが望ましい。

したがって、設計そのものも構造計算のように4-1-3

工学的な計算を多用するより、過去の経験・実績軟弱土を盛土材等に有効利用する場合から類推するようなケースが多い。ここでは、処理目的別に設計の基本的な考え方について述べる

ほとんどの軟弱土は、固化処理をすることによこととし、具体的な計算方法および計算例等の紹り盛土材や埋戻し材あるいは裏込め材等に有効利介はその一部にとどめた。

用することが可能である。これらの用途に応じて目標の強度は様々に設定されるが、一例をあげれ4-1 軟弱土固化処理工法の目的と考え方
4-1-1

ば次の通りである。

処理目的

盛土材
（一般の造成盛土）
まず、軟弱土を運搬可能とすることが必要で処理目的は概ね次のように分類される。

ある。固化処理を行った軟弱土は、運搬・敷均し・転圧により一時的に強度が低下すること軟弱土を運搬可能とする。

が多いため、改良目標強度を大きめに設定す

軟弱土を盛土材等に有効利用する。

る。一般に一軸圧縮強さ qu＝100〜300kN/m2

軟弱土に含まれる有害物質の封じ込めを計り、とした例が多い。

軟弱土の発生する悪臭を軽減する。
軟弱土が堆積する地盤上に構築する構造物の道路盛土（路床材）安定を計る。

固化処理土を敷均し・転圧後、CBR＝2〜3と軟弱土が堆積する地盤上の重機の作業性（トラすることが一般的である。

フィカビリティ）を確保する。
その他

埋戻し材、裏込め材目的とされる土圧・単位体積重量を考慮の4-1-2軟弱土を運搬可能とする場合

上、設定される。
4-1-4 有害物質の封じ込め、悪臭を軽減する場合

浚渫した軟弱土を処分地まで運搬する場合、浚渫したままの状態ではダンプトラック等の荷台よりこぼれ落ちる可能性が極めて高い。ダンプト

軟弱土を原位置に封じ込めて有害物質の溶出をラックが舗装・未舗装の割合が8：2の道路を約3時阻止する場合に必要とされる強度は、施工実績等

間、平均30km/hで走行した場合の軟弱土の運搬状より一軸圧縮強さqu＝ 100kN/m2程度と考えられ

況は、る。いずれにせよ、軟弱土の性状あるいは有害物質の含有の状況が様々であることより、事前に予2備試験を実施することが必要である。

一軸圧縮強さqu=30kN/m 以上：支障なし
2

また、軟弱土に内包する硫化水素（H2S）、アン

一軸圧縮強さqu=5〜30kN/m ：軟弱土の性状、運搬状況により異なるが極めて困難

モニア
（NH3）
等の悪臭・刺激臭を固化処理により2軽減させることも可能であるが、この場合は臭気

一軸圧縮強さqu=5kN/m 以下：不可ガス分析が必要となる。

27

4-1-54-2構造物の安定を計る場合

軟弱土固化（表面処理）について

4-2-1

固化された軟弱土は一般に良質な地盤と考えら設計手順2れる。一軸圧縮強さqu=100〜200kN/m 程度の固化処理地盤は、粘着力を有する粘性土地盤(φ=軟弱土堆積層が厚いときは、その表面部分のみ0°) と考えて、通常の土質計算によって支持力・を固化処理する場合（表面処理）が圧倒的に多いの沈下等の検討を行えばよい。

で、その設計方法について述べる。
表面処理の設計手順は、次の通りである。

4-1-6

トラフィカビリティを確保する場合
START全層を固化処理する場合（全層改良）について述

軟弱土の土質定数の設定
外力、荷重条件の設定

設計条件

べる。
地盤上を建設機械が走行する場合の建設機械の種類とコーン指数(qc）の関係は、表4-1に示すとおせん断応力の検討

固化処理層厚の決定

地盤係数法による検討

固化処理必要強度の決定

押し抜きせん断の検討

固化処理層厚、必要強度のチェック

円弧すべりによる検討

全体系のチェックりである。
一般に、一軸圧縮強さquとコーン指数qcとの間には、qc ＝（5〜10）qu（kN/m2）の関係があるといわれており、堆積した軟弱土層が薄く軟弱土層全層を固化処理する場合は、表41より必要改良強度を求めることが可能である。
ただし、軟弱土を固化処理した土は繰り返し応力

ENDを受けると泥寧化し易いため、直接、タイヤ・履帯が接触しないような措置（遮断土砂、敷鉄板等）
4-2-2が別途必要である。
表4-1

せん断応力算定

1）ボストンビルディング法（2：1分布法）

建設機械の走行に必要なコーン指数（qc）（一部、加筆）建設機械の種類

接地圧 Q(kN/m2)

コーン指数qc(kN/m2)超湿地ブルドーザ

10〜20

200以上

湿地ブルドーザ

20〜40300以上

いう、クーゲラーの仮定に基づいた簡便計算法で中型普通ブルドーザ

40〜50

500以上あり、深さZなる点での垂直応力は次式で表わさ大型普通ブルドーザ

60以上700以上れる。

スクレープドーザ―

600以上

被牽引式スクレーパ―

700以上（湿地型は400以上）

モータスクレーパ―

1000以上ダンプトラック―

1200以上

この方法は、帯状荷重を受ける地盤内の応力が、ある閉合した領域内で直線的な分布をすると

σZ =

qB
B + 2Z tanψ0

上式においてtanψ0 =法である。
σZ =

28

qB
B+Z12としたものが2:1分布

4-2-3処理層の支持力q d1と帯状荷重q、および未処理

地盤係数法による検討の支持力q d2と垂直応力σz を比較して、
q d1＞q固化盤の沈下量・せん断応力・曲げ引張応力にq d2＞σzついて、地盤係数法により検討を行う。地盤係数の条件を満足するように、改良強さあるいは処理法はWinklerの仮定に基づいて、未処理層を地盤厚を決定する（図4-1参照）。

反力係数kのスプリングの集合モデルとして考えるものである（図4-3参照）。

QB

処理層

qψ0qd1

未処理層

B1qd2

図4-1qZ

ψ0σza1xσza2q

表面処理地盤¨
Koglerの直線的応力分布

E ：変形係数μ：ポアソン比地盤反力係数k

未処理地盤

図4-32）ブーシネスクの方法

表面処理の地盤モデル

強さkのばねで支えられた梁のたわみ方程式をブーシネスクによれば、輪荷重のような円形分適用する。

布荷重の中心下の深さzでの最大せん断応力は下式により求められる。
3P0（z/a）（z/a）3−τmax =〔〕｛1+（z/a）2｝1/2
4｛1+（z/a）2｝3/2
τmax：中心軸下任意の点におけるWIV（ ）+ 4α4w（ ）= （f ）/D
α= 4 bk/4D（f ）：等分布荷重qのときはf（ ）=q

最大せん断応力EP0 ：接地圧：梁の弾性係数＝表面処理地盤の変形係数

z ：深さb：梁の幅＝表面処理地盤の幅

a ：載荷面の半径 a =（12+ P）

μ：ポアソン比P ：輪荷重D：たわみの剛性＝EI/（1-μ2）

これによって得られた最大せん断応力τmaxが、上式の一般解は次式となる。

原地盤の粘着力よりも小さくなるように処理厚zを決めればよい（図4-2参照）。
CLaP

w（ ）=A1Y（1）+A2Y（2）+A3Y（3）+A4Y（4）車輪

ここに、A1, A2, A3, A4は境界条件から決まる任意σ0定数であり、Y（1）,Y（2）,Y（3）,Y（4）は、
τmax

処理厚ZY（1）=cosα ・cos hα
1Y（2）= （sinα ・cos hα + cosα ・sin hα ）21Y（3）=
sinα ・sin hα
21Y（4）= （sinα ・cos hα - cosα ・sin hα ）4

輪荷重によるせん断応力

原地盤のせん断強さ

図4-2

処理厚算出方法の説明図

29

0.6= 0,= 1でモーメントとせん断力がゼロであるという条件で解くと、沈下量ω（ ）、 曲げ0.5

ポアソン比 μモーメントM（ ）、 せん断力Q（ ）が求まる。
以上の検討に必要な原地盤の地盤反力係数、処理地盤の変形係数・ポアソン比・一軸圧縮強さ〜

0.40.3曲げ応力は、図4-4〜図4-6および図3-11より求められる。

0.28

ストレインゲージによる静的ポアソン比福岡, 今津02

地盤反力係数 k（MN/m3）

3肥前山口

図4-68.8

10C^
5×576.
k＝0.368

室内改良土のμとquの関係（一部加筆）

伊万里その 2福山

4-2-4

押し抜きせん断の検討

汚泥 1

伊万里その 1（モーメント）

汚泥 2

下関西山
0.1

4qu（MN/m2）

荷重による押し抜きせん断応力と処理地盤の粘着力とのつり合いを検討する。

伊万里その 1

四日市

0.05
0.1

0.3

検討は、下式によって行う（図4-7参照）。

131030

τp =土のせん断強さ Cu（kN/m2）

土のせん断強度と地盤反力係数5）

図4-4Pb・z
τp ：押し抜きせん断力
P：上載荷重b：せん断周長500400300長方形荷重の場合

b = 2（B+L）

円形荷重の場合

b = 2aπ
a = 12 + P

200：処理層厚100τp＜cとなる条件を満足するようにzを決定する。
50400

変形係数 E50（MN/m2）

z3020PL10Z0.10.20.3 0.4 0.51234510

未処理層

一軸圧縮強さ qu（MN/m2）

図4-5

処理層

B

変形係数と一軸圧縮強さの関係

図4-730

押し抜きせん断模式図

4-2-5

円弧すべりによる検討

4-2-6

すべり破壊に対する安全率は下式により求める

計算例

モデル地盤を使った計算例を以下に示す。

（図4-8参照）。
1）土質条件Fs ==R･Σ（c･ + W'･ cosα･tanφ）
ΣW･覆土

Σ（c･ + W'･ cosα･tanφ）

γ=18kN/m3 φ=25°±0.0m

ΣW･sinα軟弱土層 γ=12kN/m3 γ'=2kN/m3
C=1.5kN/m2Fs：すべり破壊に対する安全率−10.0m

R ：すべり円の半径

安定土層

c ：粘着力2）荷重条件：分割片の底辺長
W'：分割片の有効重量
α：分割片で切られたすべり面の中覆土を50cm撒き出す

点とすべり円の中心を結ぶ直線

ブルドーザー15t級と鉛直線のなす角度＋0.5m

φ：土の内部摩擦角±0.0m

覆 土（固化処理土、汚泥は一般に0°）

固化処理層

W ：分割片全重量

軟弱土層：分割片の重心とすべり円中心と−10.0mの水平距離

安定土層

ブルドーザー15t級仕様
Rα
覆土

図4-8：15t

接地圧：28kN/m2

覆帯中心距離 ：2.16m

W
軟弱土層

全装備重量

固化処理層

接地長：3.12m

覆帯幅：0.87m

覆土1.0mの上をダンプトラックが走行する

円弧すべりによる安定計算

ダンプトラック11t級
＋1.0m
±0.0m

覆固化処理層軟弱土層−10.0m
安定土層

31土せん断力τ（kN/m2）
50

100

150200

250

300

0.5

ダンプトラック11t級仕様
全装備重量 ：19.8 t
全幅1.0：2.49 m

最大セン断力深さ z（m）

× ダンプトラック 10t 級

接地幅（B） ：0.5 m
前輪荷重：3.96 t（= 0.2×19.8）

後輪荷重：15.84 t（= 0.8×19.8）

軸距：4.69 m○ ブルドーザ 15t 級

1.5

接地長（L） ：0.2 m

2.0

2.5

軟弱土層の粘着力 1.5kN/m2を上回る深さ
3.03）せん断応力の算定
3.5

ブルドーザの載荷重の半径は、接地面積が等しい円形に換算して求めた。

4.0

図4-9

せん断力計算結果

全装備重量：15 t
換算半径：（87×312/π）1/2＝ 93.0 cm

接地圧：28 kN/m24）地盤係数法による検討
地盤反力係数：吉田の提案式

衝撃を考慮した接地圧（1.2倍の衝撃を考慮）：

k = 6.575×C^0.88 kN/m3

28×1.2 ＝ 34 kN/m2（C：未改良地盤の粘着力）
より推定する。軟弱土の粘着力 Cu = 1.5 kN/m2よダンプトラックの輪荷重の場合、接地半径aりk = 0.542 MN/m3を得る。

（m）は輪荷重P＋12/100として求める。

固化処理層の変形係数E：15,000 kN/m2

衝撃を考慮した輪荷重（1.2倍の衝撃を考慮）：（qu=100〜300 kN/m2として）15.84×1.2/2 ＝ 9.5 t (= 95 kN)
接地半径

ポアソン比

：（9.5＋12.0）/100 ＝ 0.215 m：0.3

想定した施工条件は、ダンプトラック11 t級が等分布荷重：95/（0.2152×π）＝ 654 kN/m2

図4-10のように固化処理層の端部に乗った場合である。

計算結果を図4-9に示す。最大せん断応力と軟ダンプトラックの占有幅 B=2.75

弱土層の粘着力が釣り合う深度が、必要な固化処

荷重強度q=10kN/m2

理厚さである。それぞれ下記のとおりとなる。
盛土

ブルドーザ15 t級：3.5 m

γ＝18kN/m3

1.0m
3.0m

固化処理層

（覆土厚0.5 mを除き3.0 m）

ポアソン比：0.3
曲げ圧縮比：0.5

10.0m

ダンプトラック11 t級：4.0 m

図4-10

荷重図

（覆土厚1.0 m を除き3.0 m）
ダンプトラック11 t級の接地圧は、覆土内での荷重分散を考慮して下記のとおりとする。
荷重作用位置x=0〜10x 3.625〜6.375

32

荷重強度

摘要

q=18kN/m2

盛土

q=10kN/m2

ダンプ5）押し抜きせん断の検討

計算結果は次に示すとおりである。

ダンプトラック11 t 級の接地圧は覆土内での荷最大変位 Smax............4.0 cm
最大曲げモーメント Mmax..........20.0 kN・m

重分散を考慮し、3）の検討と同様とする。した最大せん断力 τmax.......................8.8 kN

がって、せん断周長は（1.355 + 1.655）×2 = 6.02
2であることより、せん断応力度τ............................4.4 kN/m

最大曲げ応力度σmax...................13.35 kN/m

2

τ= 95/（6.02×3.0）= 5.3＜50
これらの最大値と許容曲げ応力・せん断応力をとなり、押し抜きせん断に対して、十分安全であ比較すると、固化処理層の一軸圧縮強さが qu =2る。

200 kN/m の場合に適用可能となる。

6）円弧すべりの検討

2許容曲げ応力σ（kN/mb）：

0.5 qu = 0.5 × 100 = 50 ＞ 13.35
2
許容せん断応力τ（kN/mb）：

計算結果は、図4-11に示したとおりであるが、十分に安全である。

0.5 qu = 0.5 × 100 = 100 ＞ 4.4（0.5は図3-11より）

覆土r ＝18kN/m3
φ ＝ 25°q ＝10kN/m3

FS ＝ 2.693＋ 1.0m
± 0.0m
固化処理層r＝12kN/m3r＝2kN/m3

C＝50kN/m2 (qu＝100kN/m2)− 3.0m3

軟弱土層 r ＝12kN/mr ＝ 2kN/m3
C ＝ 1.5kN/m2− 10.0m

図4-11

円弧すべり計算結果【参考文献】
1）喜田、久保、漆原：「軟弱泥土上のトラック運搬における固化処理の適用」 土質安定材料に関する講演会、1980
2）久野、佐久間、高橋、神保：「流動化処理土を浸透した水のPH」，第30回土質工学研究発表会等
3）高橋、今泉、横山、柴田：「流動化処理された下水汚泥焼却灰の特性」， 第30回土質工学研究発表会等
4）
最上、福田：「現場技術者のための土質工学」、1987 鹿島出版会、等

5）吉田：「超軟弱地盤の地盤反力係数と改良土の変形係数について」、第33回土木学会年次学術講演会概要集
6）
斉藤、他：「セメント系硬化剤による深層混合処理工法に関する研究（その６）
ー改良土の力学的諸性質ー」、第13回土質工学研究発表会
7）
新名、他：「セメント系硬化剤による深層混合処理工法に関する研究（その１）
ー改良土の物理的性質および一軸圧縮特性ー」、
第13回土質工学研究発表会

33