新北九州空港埋立工程における投入実質土量の推定と検証
Estimation and Confirmation of Solid Volume of Dredged Clay Discharged into Reclaimed Pond
at New KITA-KYUSYU Airport
豊饒智樹*・東俊夫**・渡邊和重***・中野則夫****・中野勉*****
BUNYU Tomoki, AZUMA Toshio, WATANABE Kazushige, NAKANO Norio and NAKANO Tsutomu* （財）沿岸開発技術研究センター** 国土交通省

九州地方整備局

港湾空港部長（前*** 国土交通省

九州地方整備局

調査部 主任研究員

九州地方整備局

北九州港湾・空港整備事務所

下関港湾空港技術調査事務所**** （財）沿岸開発技術研究センター所長）

所長

調査部特命プロジェクト担当部長***** ＪＩＣＡベトナム事務所（前（財）沿岸開発技術研究センター理事）

To predict the reliable consolidation process of reclaimed land, the consolidation parameters of thedischarged marine deposit and accumulation plan of solid volume of dredged clay are necessary. Ingeneral, the accumulation plan is estimated from reclamation schedule and water content at the borrowpit. However, when the dredged clay stored at temporary pond is used, and when the water content is
not known, the accuracy of reclaimed solid volume becomes low.

In this paper, the method toestimate the reclamation history of solid volume is proposed, and is confirmed using the example of
new KITA-KYUSHU airport project.
Key Words : consolidation,, reclamation, dredged clay, CONAN analysis

1. はじめに2. 新北九州空港における建設工程と課題

浚渫土を用いた埋立は，時間とともに圧密する層ならびにある層に作用する上載荷重が増加していく圧密現象である．そのため，詳細な埋立解析を行う場合には，投入する粘土の圧密パラメータとともに，浚渫土の実質土量(粘土粒子のみの体積)とその埋立履歴が必要となる．通常，浚渫土の実質土量の推定には，浚渫予定地の浚渫土砂の体積とその地点で調査された含水比および土粒子密度を用いるのが一般的である．しかしながら，一旦貯泥ポケットなどに仮置きされた浚渫土を部分的に揚土して埋立に使用する場合や，浚渫予定地の地盤調査が行われていない場合には，投入した間隙水を含む浚渫粘土の体積は正確に把握できたとしても，埋立解析で必要となる粘土粒子の実質土量の推定精度は低下する．
本稿では，このように投入された粘土の質量が十分把握されていない浚渫粘土埋立地において，投入された粘土の質量とその履歴を推定する方法を示し，新北九州空港２工区の浚渫粘土埋立を事例として，提案した方法の妥当性を検証する．

新北九州空港は，海上埋立空港として建設が進められており，埋立材料として関門航路等の港湾整備によって発生する浚渫土砂が利用されている．このような埋立地盤は，土粒子の自重による圧密が終了していない未圧密地盤（含水比約 100～300%）であり，大きな圧密沈下が長期間にわたって発生する．
このような超軟弱地盤上に強固な支持力を必要とする滑走路等を建設するためには，山土等によって覆土する必要があり，この覆土荷重による圧密沈下量も増加し，未圧密分の沈下とあわせた開港以降の残留沈下を抑制する必要がある．さらにはこれらの工程，工費を適正化するために，精度の高い沈下予測が必要となる．

150

320

2.1 埋立予測手法
新北九州空港における埋立土および覆土の沈下予測は，埋立開始から表層処理前までの埋立工程と，表層処理後の建設工程の２工程に分けて検討を行った．各々の工程における解析の概略手順は以下のとおりである．
4,125940

1,485
1,0151,700

2,870
80

(２工区)

(１工区)

東ブロック

(苅田工区)

64408
184 160
492336
156

900

1,255

苅田沖土砂処分場

新門司沖土砂処分場

緑地・公園

(３工区)
空港機能関連施設

ターミナル施設
西ブロック
中仕切護岸

中仕切護岸

図－1 新北九州空港平面図

① 埋立工程（埋立開始～表層処理前）
自重圧密解析（CONAN）による沈下予測
自重圧密解析 CONAN は次に示す (1)質量保存式，(2)Darcy 則＋力のつりあい式，(3)構成則を粘土層上下面の境界条件と組み合せて解くものである．
一般的には，これらを１つの方程式で解く場合には，その解析対象が全ての範囲で均質な粘土でなければならないため，多層問題として解く必要がある．また，境界層自体が時間的に移動する場合が多いため，このような方法で圧密現象を解析するためには非常に煩雑な計算を行う必要がある．
これに対して CONAN 解析では，(1)～(3)の式を各々個別に満足させつつ，かつ３式全ての適合性を満足する
coupling 法を用いているため，不均一・不均質な粘土層の解析を行うことができる．CONAN 解析の詳細は，今井 1)に詳しい．
ev
t


(1)

k e   1      W  1  e    F e v

(2)

ここに，F n  

n2n2 1lnn  Th（時間係数）
n

3n 2  14n 2,

Ch（水平方向圧密係数）t，d（有効等価直径)2ede,d（ドレーン径）w

Lw 32k（地盤透水係数）ck（ドレーン透水係数）w2 H（ドレーン長さ）
 dw


上述の考え方に基づいた各工程別の沈下予測手法と地盤変位の概念図を図－2 に示す．
図に示すように，浚渫土を用いた埋立地盤の沈下予測
においては，自重圧密解析により地盤改良のための初期地盤モデルを設定する必要がある．更に２工区の予定工程は非常に厳しく，沈下モニタリングや地盤調査結果を十分に得られない状態で精度良い沈下パラメータの設定をする必要があった．

(3)

ここに，e：間隙比，v：浸透流速（m/s），γw：間隙水の単位体積重量（kN/m3），γ’：土の水中単位体積重量（kN/m3），σ’：任意の位置の有効応力（kPa），ｋ：透水係数

地盤高さ
初期地盤モデル
埋立完了

残留沈下量

ドレーン打設
覆土

護岸高さ
①事前予測

最終覆土

海水位

盛土層

表層処理

② 建設工程（表層処理後）Ｃｃ法を用いた沈下予測手法
表層処理後の建設工程では，載荷が層厚に対して十分に大きな広がりを持ち，一次元的であると見なせる場合に一般的に使用されるＣｃ法により沈下量 Sf を(4)式で求めた．
nSf p i  1  e log 1  p   HC cii 10ii(4)0i

ここに，Sf：最終沈下量，Cci：各層の圧縮係数，e0i：各層の初期間隙比，p0i：初期有効応力，Δpi：各層の増加応力，ui：過剰間隙水圧，Hi：各層の層厚
なお，サンドマット下面が海水面を下回る場合，上式において浮力を考慮した修正式(4)’を使用する．
nSf 

 p 0 i  u i  p i  Hi
p0i  u i

 1  e logi 1C ci0i(4)’

またその経時変化は，ドレーン内の水頭損失（ウェルレジスタンス）を考慮したバロンの式（吉國の修正式：(5)式）により圧密度Ｕを予測して求めた．

8U Th   1  exp Th  F n   0.8 Lw (5)埋立土（浚渫土等）②パラメータの修正

サンドマット層
埋立層
旧海底地盤
経過時間

計測値
自重圧密解析(CONAN）
による埋立予測解析

地盤改良のための初期地盤モデルを設定

バロンの式による沈下予測

図－2 工程別沈下予測の概要

2.2 新北九州空港２工区の課題
新北九州空港２工区（図－1 参照）では，埋立開始後約1 年で埋立が休止され，浚渫土砂は一旦３工区に仮置きされた．その後約 1 年後に，仮置きされていた浚渫土の揚土が開始され，計画土量の 3 分の 2 程度投入された時点で，その後どの程度浚渫土を投入できるかが問題となった．この時点で，埋立工程における沈下予測を行うために必要な粘土粒子の実質土量が不明であり，これを精度良く推定することが必要となった．以下にその検討の過程と推定結果について示す．

3. 実質土量の推定3.1 実質土量の推定方法

験結果から上層（WL≒90%），中層（WL≒100%），下層（WL≒80%）の区分を考慮して，埋立層を 3 層に分割し，それぞれの層の平均的な分布を検討対象とした．問題はこれらの層と投入した土量の関係をどのようにして設定するか，ということである．
65.2

泥面高さ 埋立後3 2 ヶ 月

4上層

23ヶ月から32ヶ月までの投入土

20

標高 DL+m

埋立途中における埋立土の実質土量とその投入履歴を推定する方法は次のとおりである．
① 埋立途中に地盤調査を行い，埋立地内の深度方向の含水比分布を求め，単位厚さあたりの実質土量高さhsu の分布を求める．ここに，hsu とは，単位長さ・単位面積あたりの土粒子のみの高さである．
② 投入された土量（間隙水も含む）の投入履歴と実質土量高さ hs(hsu の総計)から，投入された浚渫土の含水比を仮定して，単位時間（１ヶ月間）に投入された実質土量を算出する．
③ この投入履歴に対して，埋立解析を行う．ここで，最初の圧密パラメータとして，江頭ら(2002)が示した液性限界と圧密パラメータの関係を利用する．
④ 泥面高さの経時変化および地盤調査時の含水比分布について，解析結果と実測値を比較する．
⑤ 解析結果が実測値を再現できなければ，圧密パラメータを修正して，③に戻る．
⑥ それでも解析結果が実測値を再現できなければ，実質土量の投入履歴を修正して，③に戻る．
⑦ 上記の繰返し計算から，実質土量の投入履歴と圧密パラメータが確定できる．これらを用いて次の予測解析を行う．
圧密パラメータの設定については江頭ら 2)に詳しい．

wL ≒ 90 %中層高塑性粘土wL ≒ 100 %-2

No.1

11ヶ月までの投入土 下層-4-6-7.5-8

在来地盤-100.0

No.2
No.3

wL ≒ 80 %設定値

minaveNo.4No.5max

No.60.1
0.2
0.30.4単位長さあたりの実質土量高さ（ｍ）

図－4 埋立後 32 ヶ月における hsu 分布
6

埋立後32ヶ月後の 測定

4

標高 DL+m

3.2 新北九州空港２工区における検討(単位:m)

上層20

埋立層-2

No.1
No.2
No.3
No.4
No.5
No.6
解析結果

中層-4
下層-6
No.e

No.b
No.a

No.d

hs=2.25m-8
在来地盤-100

No.1-6 は，埋立後 32 ヶ月での含水比調査位置
No. a-f は，埋立後 37 ヶ月での含水比調査位置（その内，No. a, b, c, e では水圧分布を測定）

図－3 ２工区における地盤調査位置
図－3 に，新北九州空港２工区における地盤調査位置図を示す．図中 No.1～6 は 32 ヶ月後の調査位置，No.a～f
は 37 ヶ月後の調査位置であり，各々１本のボーリングを行い含水比が調査された．
まず，埋立開始後 32 ヶ月の時点の地盤調査と，それまでの泥面高さの経時変化を用いて，3.1 に示した解析手法により実質土量の推定を行った．
図－4 は，含水比と土粒子密度から求めた単位長さ(1m)あたりの実質土量高さ hsu の分布である．この hsu の大きさは，圧密の進行とともに大きくなるが，地盤を構成する粘土の種類にも依存する．同図に示すように，埋立履歴の区分とともに，別途行った液性限界 WL の平均的な試

100200含水比(%)

300400

図－5 埋立後 32 ヶ月の含水比分布
図－6 に，試行錯誤した後に決定した実質土量投入履歴で計算した解析結果と実測した泥面高さの経時変化を示す．図より，32 ヶ月までは，37 ヶ月時の事後解析と一致しており，また図－5 に示す 32 ヶ月での含水比分布も実測値を再現していることが確認できており，したがって，多くの試行解析を行う必要はあるが，提案手法により実質土量の投入履歴とそれらの圧密パラメータを決定できることがわかった．
それ以後の可能投入量は，埋立層上層の諸量を与えて，揚土計画を基に予測した．その結果，計画を変更する必要がないことがわかった．
実際にはこの期間の投入土量が，計画よりも多くなった．そこで，多くの浚渫土が投入できたことと，埋立層表層部の液性限界は，60～110%の範囲に分布していたが，平均的に 85%であったことから，32 ヶ月以降に投入された上層の実質土量を増加させ，圧密パラメータの修正を試みた．

埋立地標高（ＤＬ＋ｍ）

10予測解析（at32m）
事後解析(at37m)

532ヶ月での予測

計測値
標高 DL+m

1537ヵ月での事後解析
32ヶ月での予測解析
実測値

10DL+8m
護岸沿いの泥面高さ537ヶ月での事後検討

砂分が混入？
0ave max

00

102030-5hs=1.32m

40
投入実績は計画よりも多い

0.93m

50-5③-10経過時間（月）0図－6 泥面高さの経時変化
試行錯誤の結果得られた，妥当と考えられる実質土量ならびに圧密パラメータを用いた過剰間隙水圧等の推定結果を図－7 ならびに図－8 に示す．図－7 は，3 成分コーンを用いて，貫入後 24 時間放置して測定した埋立地内の間隙水圧からその埋立地盤表層からの静水圧を差し引いたものである．
3 成分コーンによって計測された埋立地内水圧は，貫入後徐々に低下し，5 時間後以降はほぼ一定値であった．したがって24時間後の測定水圧はその深度の間隙水圧とみなして，実測結果と解析結果を比較すると，多少のばらつきがあるものの，両者は良い一致をしていると見なすことができる．
図－8 は，埋立開始後 37 ヶ月に測定した含水比分布から算出した hsu の深度分布である．同図には事前・事後解析に用いた hsu も示している．砂分が混入して，hsu が過大評価されることを考慮して，hsu の分布を図中に示すよ
うな最小・平均・最大の分布と考えると，それぞれの hs
は，2.49，3.00，3.67m となった．解析で用いた値は，32 ヶ月予測で 2.87m，37 ヶ月事後解析で 2.92m であり，これらは実測値の平均値とよく対応していることが確認できた．
10

予測解析hs=2.87ｍ
事後解析hs=2.92m

予測：0.62m
事後：0.67ｍ

-10

解析値
実測値

min⑤

砂分が多い

①hs(min)=2.49m
hs(max)=3.67m
hs(ave)=3.00m

0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
単位長さ当たりの実質土高さ hsu (m)図－8 埋立完了時（37 ヶ月後）の hsu 分布

4. まとめ
本検討により得られた知見をまとめて以下に示す．
①浚渫粘土を埋立材として使用する場合，その投入履歴や実質投入土量が不明確な場合でも，ある時点の地盤調査結果から，解析的にこれらを推定することができる．
②推定された圧密パラメータを用いた沈下解析結果により，現地での圧密沈下現象を良好に説明でき，かつ地盤内の過剰間隙水圧も実測値と良好な一致をみた．
③埋立工程の計画と実施に乖離がある場合にも，圧密パラメータの修正を行うことにより以後の計画を修正することができる．

謝辞
新北九州空港の整備手法に関しては，「新北九州空港埋立検討調査委員会（委員長：落合 英俊 九州大学大学院工学研究院教授）」が設置されており，本稿は同委員会の委員の方々のご助言及びご指導を踏まえて取りまとめさせていただいた．ここに記して厚く御礼申し上げます．

標高 DL+m5

文献1) Imai Goro ： Analytical examinations of thefoundations to formulate consolidation phenomena
with inherent time-dependence, Proc. OfIS-Hiroshima ‘95,2:891-935

0-5-102) 江頭ら：浚渫粘土による埋立の予測と評価/土木学会論文集-30-15-1010水圧 (ｋPa過剰水圧(kPa) )Ⅵ部門，No.707,pp.21-36,2002
3050

図－7 過剰間隙水圧分布（37 ヶ月後）