第９回（平成２２年度）技術報告会
北海道土木技術会 土質基礎研究委員会

土質基礎に関する「エコ技術」技術報告会

報

告

集

平成２３年１月

主催

北海道土木技術会
土質基礎研究委員会

目a.セッション1a-1

次「土壌汚染対策に関するエコ技術」

重金属汚染土壌に対するオンサイト洗浄工法の適用事例・・・・・・・・・・１
中野圭輔，鶴窪誠司，井上博文，大内研，藤田豊彦（（株）竹中土木）

a-2

環境負荷低減遮断水壁ＥＣ（エコクレイ）ウォール工法・・・・・・・・・・９
荒木進，杉山好司，池田幸一郎（ライト工業（株））

a-3「デナイト○R 」による重金属汚染土壌の対策技術の紹介・・・・・・・・・１７
守屋政彦，松山祐介（太平洋セメント（株））

b.セッション2b-1「地盤改良に関するエコ技術」

高トルク型複合相対撹拌工法（エポコラム工法）による既製杭破砕施工と硬質地盤への適用例・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・２５
鈴木孝一，西尾経，田中信哉（小野田ケミコ（株））
齋藤邦夫（中央大学理工学部），原満生，高倉功樹（エポコラム研究会）

b-2

建築工事における SDM－Dy 工法の適用・・・・・・・・・・・・・・・・３１
鈴木孝一，西尾経，松岡大介，今井治憲（小野田ケミコ（株））
河野貴穂，田屋祐司（(株)竹中工務店），齋藤邦夫（中央大学理工学部）b-3

縦型回転攪拌中層改良工法の適用性と改良特性・・・・・・・・・・・・・３７
鈴木孝一，西尾経，田中信哉，木下和徳（小野田ケミコ（株））
齋藤邦夫（中央大学理工学部）

c.セッション3c-1「環境保全・コスト縮減に関するエコ技術」

ベントナイト混合土充填マットによる堤防の質的強化技術（レバーベント工法）の紹介・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・４５
野地朋和，浜井邦彦，山田宏（（株）大林組），鍋嶋靖浩（旭化成ジオテック（株））
稲元裕二，溝渕健一郎（アキュテック（株）），水野正之（（株）ホージュン）

c-2

グランドアンカーの残存緊張力モニタリング手法・・・・・・・・・・・・５３
田中尚（日特建設（株））

重金属汚染土壌に対するオンサイト土壌洗浄工法の適用事例㈱竹中土木

中野圭輔・鶴窪誠司・井上博文・大内研・藤田豊彦

1. はじめに
重金属汚染土壌の浄化工法として土壌洗浄工法がある。近年では、土壌汚染サイトに土壌洗浄プラン
トを設置し処理するオンサイト土壌洗浄工法の適用事例が増加している。
オンサイト土壌洗浄工事がコストメリットを有する条件は、処理対象土が砂質土主体であり細粒分が30%未満であること 1)、処理対象土量が数万 m3 規模のサイトであること等があげられる。しかし、これらの条件に該当しても、土壌汚染対策法で定める土壌含有量の指定基準超過土壌を土壌洗浄処理した
場合は、洗浄処理後の浄化土が指定基準に適合せず 2)、適用が困難な場合がある。なお、本報告において土壌含有量とは、特に断りのない場合は環境省告示第 19 号（平成 15 年）に基づく分析による含有量である。
今回、筆者らは工場跡地の鉛の含有量による土壌汚染サイトに対し、オンサイト土壌洗浄工法を採用した。その時の土壌洗浄処理の適用範囲を含有量で 800 mg/kg と設定した。
本報告では適用性試験と工事概要、現地で実施した管理手法について報告する。
2. サイト概要
対象サイトは鉛の使用履歴がある工場跡地である。工場閉鎖から 10 年が経過しており、工事着手時
点では更地の状態であった。サイトの概要を以下に示す。
• 処理対象物質：鉛およびその化合物• 汚染の濃度： 150 〜 20,000 mg/kg（土壌含有量、環告 19 号）• 処理対象面積：約 30,000 m2• 汚染の最大到達深度：GL-6.5 m• 土質：砂質土• 処理土量：約 25,000 m3• 土壌洗浄処理期間：約 6 カ月
3. 浄化事例
3.1

本事例における土壌洗浄工法の概要

本事例では、洗浄分級法と浮遊選鉱法を組み合わせた工法を土壌洗浄工法と称している。これらの各工法に必要な設備をサイトに設置し、土壌洗浄処理を実施した。次に各工法の概要と処理フローを示す。

Keisuke Nakano, Seiji Turukubo, Hirofumi Inoue, Ken Ouchi, Toyohiko Fujita
連絡先：〒270-1395

千葉県印西市大塚 1-5-1
TEL 0476-77-1366

㈱竹中土木

技術研究所

FAX 0476-47-7333

中野圭輔

①洗浄分級法
洗浄分級法とは、汚染土壌中の重金属濃度は粘土やシルト等の細粒分が高く、礫分や砂分等の粗粒
分が低いことが多いことを利用し、重金属濃度が高い細粒分を除去することで処理後の礫分や砂分等の粗粒分の汚染濃度を低減し、浄化土として回収することが可能な工法である。本事例における対象物質は鉛である。
②浮遊選鉱法
浮遊選鉱法とは、重金属汚染土壌を懸濁させたスラリー中に界面活性剤等の薬剤を添加して重金属含有粒子を疎水化させ、スラリー中に空気を導入することで発生する泡沫に重金属含有粒子を付着させて浮上分離して、土壌の汚染濃度を低減させる工法である。本案件では、DOWA エコシステム㈱が保有する浮遊選鉱技術 3)を採用した。
洗浄分級法と浮遊選鉱法の概要をそれぞれ図−１及び図−２に示す。この二種類の工法を組み合わせることで粒径が 5 - 0.075 mm の砂分の鉛の含有量を大幅に低減し、浄化土として回収することが可
能である。

洗浄工程
回転ドラム式洗浄機

分級工程

汚染土壌
凡例
粗粒分
細粒分
汚染物質

表面の研磨効果
振動篩

土塊の
解砕

土粒子
の衝突

剥離効果

洗浄水への
溶解・懸濁

図−１

浄化土
（粗粒分）

次工程へ
細粒分・汚染物質

洗浄分級法の概要
浮物（汚染物質が濃縮）

汚染物質は疎水化
され、泡に付着

土壌粒子・
汚染物質

air

土壌粒子
は沈降

凡例
泡
汚染物質
土壌粒子

浄 化土

図−２

浮遊選鉱法の概要

3.2

適用性試験

土壌洗浄工法を適用するにあたり適用性試験を実施した。目的は、土壌洗浄処理が可能な鉛の含有量の上限の確認、及び使用する薬剤添加量を決定するためのデータを取ることである。
①試験方法• 使用した土壌：サイトの 4 か所で採取した、鉛の含有量が異なる土壌（鉛の含有量は 200 〜
1,200 mg/kg）• 使用機械：φ210 ポットミル、京大式浮選試験機• 試験条件：洗浄分級時間 10 分、洗浄水の pH 8 – 9、薬剤添加量 1,000 mg/kg
適用性試験は実際の土壌洗浄プラントの処理フローに従い実施した。
②試験結果
原土の鉛の含有量と洗浄後の砂分の鉛の含有量の関係を図−３に、図−４に原土を 100 とした場合の粒径が+5 mm の礫分（以下、礫分）、5 - 0.075 mm の砂分（以下、砂分）、- 0.075 mm の粘土・シル350

試料No.4300
250
200
試料No.2150

試料No.3

100
50

▼指定基準

試料No.100 200 400 600 800 100012001400
原土の鉛含有量（㎎/㎏）

重量分布率（dry-wt%）

洗浄土（砂分）の鉛含有量（㎎/㎏）

ト分（以下、粘土・シルト分）の乾燥重量分布率を示す。
100%
90%
80%
70%
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0%

7.8

12.1

9.0

11.5

15.3

12.5

17.9

13.9

76.9

75.4

73.1

74.6

粘土・ｼﾙﾄ分
砂分=浄化土※
礫分※：砂分と礫分を浄化土とする。

No.1

図−３ 適用性試験結果（原土と洗浄土（砂分）の鉛濃度の関係）

No.2
No.3
試料No.

No.4

図−４ 適用性試験結果（浄化土取得率）

適用性試験により以下に示す結果が得られた。サイトの汚染土壌のうち、含有量が 800 mg/kg までの範囲の汚染土壌について土壌洗浄工法が適用可能であると判断された。
• 原土の鉛含有量が 800 mg/kg までの汚染土壌について、洗浄分級法と浮遊選鉱法の組み合わせにより処理が可能。
• 原土に対して、浄化土の回収率は乾燥重量比で約 90%であった。
3.3

土壌洗浄プラント概要①設備概要
土壌洗浄プラントの設置状況を写真−１及び−２に示す。
土壌洗浄プラントは土間コンクリートの上に設置し、二次汚染を防止した。土間コンクリート打設
面積は約 5,200 m2 で、そのうち土壌洗浄プラントを設置したのは約 2,100 m2、その他は汚染土もしく

は浄化土の仮置きヤードとした。土壌洗浄プラントの設備配置図を図−５に示す。土壌洗浄プラント
は、一次分級洗浄のためのロッドスクラバー・二次洗浄のためのボールスクラバー・浮遊選鉱装置・洗浄水の処理設備・フィルタープレス等で構成されており、それぞれが可搬型の設備である。処理能
力は 30 m3/h で施工中は 1 日 9 時間の連続運転を実施した。オンサイトの土壌洗浄プラントとして大規模なものである。

写真−１

土壌洗浄プラント全景

図−５

写真−２

土壌洗浄プラント（近景）

土壌洗浄プラント設備配置図

②処理フロー
サイトに設置した土壌洗浄プラントの処理

汚染土

フローを図−６に示す。
プラントに投入された汚染土壌は、一次洗水

１次洗浄分級
5 mm 以上

5 mm 以下

浄分級処理にて礫分と 5 mm 以下の砂分および粘土・シルト分に分離した。砂分および粘礫 分

砂分、粘土・ｼﾙﾄ分

土・シルト分は、さらに二次洗浄・浮遊選鉱・二次分級を経て砂分と鉛濃縮物及び粘土・シ
ルト分に分離した。粘土・シルト分は固液分離を行った後、産業廃棄物（汚泥）として処

5〜0.075 mm

分した。
砂 分

洗浄処理に使用した水は処理後、循環利用

粘土・ｼﾙﾄ分

水処理・固液分離した。
礫分と砂分は指定基準に適合していること

洗浄水
鉛濃縮物 と
浮遊選鉱
し
て
再
２次分級
利
用
0.075 mm 以下

２次洗浄

浄化土

浄化土

を確認するため、浄化判定の分析を行うロット管理を実施した。砂分は処理土量 100 m3
毎に一検体を採取し、土壌含有量（環告 19

処理水

凡例

汚 泥

指定基準適合指定基準超過

埋戻利用

場外処分

処理

号）及び土壌溶出量（環告 18 号）の分析（以下、公定法）を実施した。礫分は処理土量 1,000

図−６

処理フロー

m3 毎に一検体を採取し、公定法に準じた方法
で分析を実施した。ここで、公定法との相違点は土壌を篩う際に、2 mm 目の篩いの代わりに 10 mm
目の篩いを用いる点である。それ以外の検液の作成方法や測定方法は公定法と同様である。
上記の分析結果により、土壌含有量及び土壌溶出量が共に指定基準に適合していることを確認した
後、浄化土としてサイトに埋め戻した。
3.4

土壌洗浄プラントの安定的な運転のための管理手法

オンサイト土壌洗浄処理を施工するにあたり、土壌洗浄プラントを安定的に、かつ浄化土の品質を確保することが重要なポイントとなる。そこで、土壌洗浄処理がトラブルなく施工するため、表−１に示す管理手法を実施した。
特に、表−１の①は事前の土壌汚染状況調査において汚染土壌にこぶし大以上のコンクリートガラ
等の異物が混入していることを確認していたため、管理を徹底した。その結果、汚染土壌中の異物を
約 2,140 m3 分別し、土壌洗浄プラントの閉塞を防ぐことができた。
また、この他に洗浄後の砂分の品質管理の手法として、表−１の③に記載した卓上型蛍光 X 線分析装置を用いて鉛の含有量の簡易分析を行った。これは、結果判明まで１週間を要する公定法の結果を待たずに、簡易分析の結果で明らかに基準超過と判断できる場合は、汚染土壌として場外搬出処分を行うためである。

表−１

土壌洗浄プラントの安定的な運転のための管理手法

土壌洗浄プラントの能力低下・生じる可能性がある

浄化土の品質低下の原因

トラブル

トラブルを防ぐ管理手法
篩い機（グリズリーフィーダ①

汚染土壌中のコンクリート

土壌洗浄プラントのガラ等の異物閉塞・停止ー）を使用した異物の事前分
別（写真−３、参照）②

土壌汚染調査時に判明して掘削管理の徹底（洗浄処理すいた含有量 800 mg/kg 以上る土壌との混同を防止）の汚染土壌（写真−４、参照）
浄化土の基準超過③

卓上型蛍光 X 線分析装置

洗浄処理土壌中の局所的な（OURSTEX 160）を用いた簡

高濃度汚染土壌

易分析による 1 次スクリーニ
ングの実施

写真−３

篩い機によるガラ篩い
①下層に土壌洗浄処理する土壌があれば、所定深度より若干深めに掘削を実施

掘削除去・場外搬出した10 m区画

土壌洗浄処理する
10 m区画

土壌洗浄処理する
10 m区画②余掘りを含めて多少広めに掘削を実施

写真−４

掘削管理手法の一例

3.5

施工結果
表−２

洗浄処理後に得られた浄化土（礫分と砂分）およ

土壌洗浄処理後に得られる産物
土量(m 3) ※1
25,000項目

び粘土・シルト分の数量を表−２に示す。土壌洗浄

洗浄処理土壌

処理に供した約 25,000 m3 のうち、浄化土として

浄 化 土 （ 礫 分 ） ※2

3

19,170 m を当該サイトに埋め戻した。浄化土の回収

11,110※28,060
浄化土（砂分）浄化土（砂分）670(指定基準超過)
5,510
粘土・シルト分※1：土量は全て地山換算で表示※2：現地に埋め戻した項目

率は 77%であった。
浄化土（砂分）の洗浄処理結果及び結果より求めた鉛の除去率の推移を図−７及び図−８に示す。砂分はおおむね鉛含有量の指定基準である 150 mg/kgを下回っており、良好な結果が得られた。浄化土（礫分）は全て指定基準に適合していた。また、砂分の鉛除去率は平均で 79%であり、適用性試験の結果と比較すると鉛除去率は若干低下していた。最終的に得られた砂分の指定基準適合率は分析を実施したロット全数の 92%であった。残りの 8%の砂分は指定基準を超過しており、場外搬出処理する結果となった。図−７によると、原土の鉛含有量が 1,000 mg/kg 程度、最大で 1,200 mg/kg であっても、洗

1300
1200
1100
1000
900
800
700
600
500
400
300
200
100
0

原土
洗浄土(砂分)▼指定基準

0

鉛除去率(%)

鉛含有量(mg/kg)

浄後の砂分で指定基準に適合している処理日もあった。
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110
洗浄処理日数(d)※▲平均除去率0

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110
洗浄処理日数(d)※洗浄処理日数に休工日・メンテナンス日等は含まない

図−７

洗浄処理結果図−８を図−９に示した。原土の鉛濃度が 900 mg/kg 以
下であれば、洗浄後の砂分の鉛濃度は確実に指定
基準以下に低減していた。この結果より、適用性試験により洗浄処理可能とした汚染土壌の鉛の含有量は 800 mg/kg 以下であったが、サイトにおけ る 洗 浄 処 理 が 可 能 な 含 有 量 の 限 界 値 は 900
mg/kg 程度であったと判断できる。

洗浄土（砂分）(mg/kg)

原土の鉛濃度と洗浄後の砂分の鉛濃度の関係

600
550
500
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0

鉛除去率の推移適用性試験より設定した洗浄可能な範囲
実際の洗浄可能な範囲

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900100011001200
原土（mg/kg）

4.

まとめ

① 鉛の含有量基準超過土壌に対して、洗浄分級法と浮遊選鉱法を組み合わせたオンサイト土壌洗浄処理を適用し、汚染土壌約 25,000 m3 を洗浄処理した。土壌洗浄処理後、浄化土として 19,170 m3を得た。浄化土の回収率は 77%であった。
② 洗浄土（砂分）の指定基準適合率は 92%であり、洗浄土（礫分）は全て指定基準に適合していた。
③ 洗浄分級法と浮遊選鉱法を組み合わせたことにより含有量が 900 mg/kg 程度までの汚染土壌は安定的に土壌洗浄処理することができた。
④ 土壌洗浄処理に不適合な高い鉛含有量濃度の土壌が混在し、かつコンクリートガラ等の異物が混入していた汚染土壌を、浄化土の品質を確保しながら安定した状態で継続的に土壌洗浄処理することができた。
参考文献
1)

地盤工学会（2008）：地盤工学・実務シリーズ 25

2)

長澤太郎，矢部誠一（2003）：重金属汚染土壌（鉛、ひ素、六価クロム）への洗浄分級技術の適用, 土木学会第 58 回年次学術講演会公演概要集,

3)

続・土壌・地下水汚染の調査・予測・対策, pp.87

pp.19~20

泉川千秋，松田義勝，佐藤政賢，桐越郁夫（2005）：特開 H11-10131 号公報

環境負荷低減遮水壁
EC（エコクレイ）ウｵール工法
ライト工業株式会社荒木進*1) , 杉山

好司*2) , 池田幸一郎*3)

１．はじめに工場跡地の再開発に伴い、重金属や揮発性有機化合物などによる土壌汚染問題が、近年増加している。一方、廃棄物処分場においてゴムシートの破損により有害物質が流出し、プラスチック添加溶剤が調整池や周辺井戸などから検出され、処分場の遮水技術の信頼性が懸念されている。土壌汚染は、放置すれば直接的または間接的に健康被害をもたらすことから、有害物質を効果的にかつ確実に封じ込める新しい技術が早急に必要とされている。
このような背景のもと、有害物質を確実に封じ込める新技術として、無排泥粘土遮水壁工法｢EC（エコクレイ）ウｵール工法｣（以下、EC ウｵール工法）を開発、実用化した（写真-１参照）。
この工法は、原位置土と粘土鉱物を粉体状で混合・撹拌させ、遮水壁造成時の排泥をゼロにするとともに、遮水性・耐久性を極めて高いレベルで施工可能な画期的な遮水技術である。
ここでは、環境負荷低減型遮水壁技術の概要、施工機械、施工方法および試験結果・施工事例について報告する。
写真-1

等厚施工機を用いた EC ウｵールの出来形断面

２．EC ウｵールの工法概要
EC ウｵール工法は、少量の EC ウｵール掘削液(スラリー状)を用いて掘削し、さらに粘土鉱物（以下、EC ウ
ｵール材）を粉体状でエアー圧送し、原位置土と混合撹拌することで、施工時の排泥を発生させないで人工的な粘土遮水壁を造成する工法である。従来の遮水技術は、ソイルセメント遮水壁工法にみられるように、施工時の排泥が大量に発生したり、壁体透水係数が目標値を満足できないなど問題を生じる。さらに地震時においては、ソイルセメントが変形追随性を持ち合わせていないため、クラックが発生するなどの課題を有する。
これらの課題を解決するため、少量の EC ウｵール掘削液と粉体状の EC ウｵール材にて原位置土と混合撹拌させる事とした。
粘土鉱物を主剤として用いた理由として EC ウｵール材特有の３つの特長が挙げられる。1) 2)① 砂質土に適度な EC ウｵール材を混合することで、周辺地盤の透水係数に比べて非常に小さい透水係数 10-7〜10-6cm/s オーダー以下の難透水性壁体を造成できる。
写真-2

EC ウｵ―ル材*1) Susumu ARKI

東京都千代田区九段北 4-2-35

TEL：03-3265-2456

FAX：03-3288-0896*2)Kouji SUGIYAMA

東京都千代田区九段北 4-2-35

TEL：03-3265-2456

FAX：03-3288-0896*3) Kouichirou IKEDA

東京都千代田区九段北 4-2-35

TEL：03-3265-2456

FAX：03-3288-0896

②

最大圧縮応力に至るまでの変形量が非常に大きく、地震時にクラック（亀裂）が発生しない。また、クラックが生じても、EC ウｵール材混合土の膨潤作用による自己修復能力により、水みちの発生を防ぐことができる。

③ EC ウｵール材（粘土鉱物）は、放射性廃棄物処理施設に遮水材料として用いられていることから、長期にわたる安定性が非常に高い材料で構成されている。
以上の特性を持つ高性能遮水材を使用して造成された遮水壁は、従来技術に比べて高い遮水性能と変形追随性および長期安定性を兼ね備えた遮水壁になり得る。
３．工法の特長EC ウｵール工法の特長として以下の４つの項目が挙げられる。
（１） 使用材料が天然無機の粘土鉱物であること、施工時の排泥が抑制できることから、従来工法に比べて環境負荷を大きく低減でき、環境にやさしい工法である。
（２） 壁体透水係数は、1×10-7(cm/s)以下の非常に優れた遮水性能を保持できる。
（３） 使用材料は粘土鉱物であるため、従来のセメントを使用した遮水壁に比べ安全性、耐久性に優れる。
（４） 粘土壁であることから変形追随性を有するため、地震時においても壁体にクラックが入らず安定性に優れる。
表-1 に従来工法と EC ウｵール工法の比較を示す。比較項目⑥の炭酸ガス排出量については、両工法にて同一現場を施工した場合の炭酸ガス発生量を算出した。その結果、従来工法の 1/5 の炭酸ガス排出量で施工を完了できることから、EC ウｵール工法が環境にやさしい工法であることが分かる。
表-1 従来遮水技術と EC ウｵール工法の比較
備

等厚式地中連続壁工法機

施工機械名

考

ｿｲﾙｾﾒﾝﾄ遮水壁

粘土遮水壁

放射性廃棄物処理場などで使用されている材料で鉛直遮水壁を築造① 使用材料セメント

天然無機粘土鉱物環境に対して安全な材料（溶出ﾚﾍﾞﾙを審査証で確認）
六価クロムなどの心配がなく、粘土鉱物（ECウｵール材）は、放射性廃棄物処分施設に使用されており信頼性が高い② 壁体性能透水係数
ｋ＝1.0×10-6(cm/s)

透水係数
ｋ＝1.0×10-7(cm/s)

最終処分場設計施工指針のガイドラインを大きくクリアー

工法分類

変形追随性がないため
せん断破壊を生じる③ 外力に対する変形性能

P

ひずみ１%

変形追随性があり、地盤と ECｳｵｰﾙは粘土壁であるため、地盤の変形に対して同じ挙動を一緒に変形する（靭性） 示す。
P

圧縮応力σ（kN/m 2)20

ひずみ30%

15

10

5

0

せん断破壊

④ 長期難透水性

0

10

20
圧縮ひずみ

30

40

50

ε(%)

一般的なｿｲﾙｾﾒﾝﾄの破壊ひずみは、1%以下である。
ECｳｵｰﾙの応力ひずみ曲線から最大圧縮強度時に示
すひずみ量は30％程度であるが、それに伴う明確な破壊形態には至っていないことから変形追随性を有す
る

-

215年

透水試験時の累積透水量による長期透水性予測⑤ 排泥量

対象土の60〜90%

ゼロ

環境負荷を大幅に低減⑥ CO2排出量 （Lc-CO2)

1.0 (1,377kg-CO2)

0.2 (280kg-CO2)⑦接合部に強度が生じていると壁体接合継目部の信頼性 コールドジョイントになる場合が 強度を持たない粘土壁の接合のため密実なｼﾞｮｲﾝﾄが可能
ある⑧ 建設技術審査証⑨ NETIS登録（社）日本建設機械化協会
より取得（財）土木研究センター
より取得

従来工法

KT-040079

従来工法の1/5の炭酸ガス排出量に低減可能
EC壁は接合部分に時間差を生じても粘土壁であるため連続性に問題はない
建設技術審査証取得技術は、優秀な建設技術の証
新技術情報提供システムに登録、推奨工法として情報共有化図る

４．施工機械
施工機械は、写真-3 および写真-4 に示す等厚式地中連続壁工法と柱列式地中連続壁工法での施工に適している。

写真-3 等厚式地中連続壁工法

写真-4 柱列式地中連続壁工法

５．室内配合試験結果
遮水性能を確認する方法として透水試験が挙げられる。表-2 は対象土量１

表-2

EC ウｵール材混合試料の透水係数

3m あたりの EC ウｵール材総添加量を

総混合量

透水係数 ｋ (cm/s)

80kg/m3、100kg/m3 および 120kg/m3 とCASEした場合の室内透水係数を示したもの1-1である。この試験結果より、EC ウｵー

1-2

ル材混合試料土の透水係数が 10-8 cm/s

1-3

1.09×10-7

オーダーの良好な値が確認できた。

2-1

7.61×10-8

2-2

６．無排泥施工技術
砂質地盤における施工時の排泥をゼロにする技術は、等厚式地中連続

3（kg/m ）

測定値
8.44×10

80

100

平均値
-8

8.70×10-8

7.33×10-8

2-3

7.48×10-8

3-1

3.29×10-8

3-2

120

3-3

2.64×10-8

9.53×10-8

7.47×10-8

3.10×10-8

3.37×10-8

壁方式においてあらかじめ布掘り掘削を行った後、少量の EC ウｵール掘削液を用いて掘削する。削りほぐされた湿潤状態の混合土に粉体状のEC ウｵール材にて再度混合撹拌させる。この粉体状の EC ウｵール材が吸水しその結晶間に水分子を取り込み膨潤する。さらに、膨潤状態にある EC ウｵール材が、土粒子間の間隙を充填することにより、排泥を発生させない特性と十分な遮水性能有する遮水壁を造成することができる。

写真-5 掘削液による掘削状況

写真-6

粉体造成状況

７．変形追随性EC ウｵール工法は、セメントを一切使用せず粘土鉱物にて遮水壁を造成することから、地震などによる大きな力、変形が生じた場合にも脆性的な破壊をせず、靭性（粘り強さ）によって、変形追随性を有する。1)2)
この事を一軸圧縮試験にて EC ウｵール供試体の応力‐ひずみの関係を測定し、破壊ひずみ・靭性（粘り強さ）の確認を行うとともに、破壊に至るまでのポテンシャルエネルギー※を材料の応力―ひずみ曲線の面積（図-2 参照）で評価することで EC ウｵール供試体の靭性度を示す。
※脆性破壊や延性破壊の程度を示す材料に靭性度を評価する指標の１つであり、変形性能を定量的に判断できる。

写真-7 一軸圧縮試験状況

図-2 ポテンシャルエネルギー

CASE1

CASE2

圧縮応力
σ（kN/m 2 )圧縮応力σ（kN/m 2 )圧縮応力σ（kN/m 2 )
20

20

15

CASE3
20

1-1

2-1

1-2

2-2

15

1-3

3-1

3-3

2-3

10

10

10

5

5

5

0
0

10

3-2

15

20

30

40

50

圧縮ひずみ ε(%)

0

0
0

10

20

30

40

50

0

10

20

30

40

50

圧縮ひずみ ε(%)

圧縮ひずみ ε(%)

EC ウｵール供試体の応力―ひずみ曲線

図-23

EC ウｵール供試体は、対象土量 1m あたりの EC ウｵール材総添加量を 80kg/m3、100kg/m3 および 120kg/m3とした場合を示したものである。試験結果より、EC ウｵール供試体は圧縮ひずみが 15％以上になっても顕著なピーク値が確認されずに塑性変形を生じる。変形量は、EC ウｵール材添加量が多い程大きく、圧縮ひずみの最大値が 30％を超える結果も確認できた。以上の試験結果より、EC ウｵール供試体は変形追随性を有する。

CASE

総混合量

1-1
1-2
1-3
平均
2-1
2-2
2-3
平均
3-1
3-2
3-3
平均

80

100

120

湿潤密度

一軸圧縮試験

強度（kN/m２）（kg/m3）
1.997
12.77
2.018
11.66
2.003
11.85
2.006
12.09
1.999
8.56
1.980
9.77
1.941
8.66
1.973
9.00
1.960
12.32
1.952
12.89
1.960
14.95
1.957
13.39

変型係数

ひずみ
（％）
（kN/m2）
15.2
126
17.3
96
15.6
127
16.0
116
35.4
134
31.8
146
30.1
157
32.4
146
37.2
127
31.7
144
30.7
149
33.2
140

ポテンシャル
エネルギー（kN/m2）
0.974
0.974
0.970
0.973
1.561
1.739
1.315
1.538
2.585
2.212
2.523
2.440

８．EC ウｵール工法の施工手順
EC ウｵール工法の等厚式施工機および柱列式施工機を用いた場合の施工手順（例）を図-3 に示す。
等厚式地中連続方式では,バックホウにて布掘り（幅１m×深さ１m）を行った後、カッターポストを地中に挿入し、少量の掘削液にて全層横引き掘削を行う。次に、造成位置まで戻り、粉体状の EC ウｵール材による混合撹拌を行い、等厚の粘土遮水壁を造成する。
①

先 行 掘 削②

戻 り 掘削(ﾗｯﾌﾟ部施工）③

粉体混合・撹拌

溝堀り

掘削液（ECｳｵｰﾙ材（粉体）)

・ポスト先端より掘削液を注入しながらカッターチェーン
を回転させカッターポストを横引きすることにより、掘削を行う。

・造成部のスタート位置まで引き返す。

・粉体を噴射しながらｶｯﾀｰﾁｪｰﾝを回転させ、混合攪拌を行う。

図-3 等厚式地中連続方式における施工手順(例)

写真-8 等厚式の出来形

柱列式地中連続壁方式も同様に、バックホウにて布掘り（幅１m×深さ１m）を行う。次に、少量の掘削液を用いて多軸オーガーにて削孔撹拌を行う。計画深度到達後、底部ターニングから引き上げ撹拌時に粉体状の EC ウｵール材にて混合撹拌を行い、柱列状の粘土遮水壁を造成する。
①機械据付

②掘削撹拌
（掘削液吐出）③所定深度掘削完了（底部攪拌：ターニング）④引き上げ撹拌
（ECウｵール材（粉体）混合攪拌）⑤造成完了

写真-9 柱列式の出来形
図-4 柱列式地中連続方式における施工手順(例)９．EC ウｵール工法の適用例
EC ウｵール工法は、遮水性能、長期耐久性、変形追随性に優れていることから、汚染土譲の封じ込め、最終処分場の遮水壁、調整池の遮水壁などに適応できる。

図-5 汚染土譲の封じ込め

図-6 最終処分場の遮水壁

図-7 調整池の遮水壁

１０．試験施工における結果
EC ウｵール工法の試験工事の概要、土質柱状図、ボーリングコア資料の物性値および壁体透水係数を以下に示す。
試験工事は、等厚式による掘削深度が GL-35m、柱列式が GL-28m にて行った。図-8 に試験工事現場の土質柱状図を示す。当該現場は、上部がローム層および鹿沼層で、底部は硬質砂礫層であった。

1.1×10-8cm/s、柱列式で 3.9×10-10〜1.6×10-9cm/s が確認され、ローム層や硬質砂礫地盤においても高い遮水性能が確認され

(m)
0.5

た。

土 質 名

透水係数を表-4 に示す。試験結果より、等厚式で 1.8×10-9〜

土質記号

深 度

EC ウｵールのボーリング試料より湿潤密度、含水比および

N 値
0 10 20 30 40 50

柱列式 等厚式

埋土
ローム

表-4 コア採取した EC ウｵール試料の物性値

1.8

湿潤密度

含水比

透水係数

（g/cm3）（％）（cm/s）

G.L-7m

1.927

27.5

1.08×10-8

G.L-12m

1.910

28.5

9.19×10-9

G.L-18m

1.968

24.4

1.76×10-9
-9

CASE

等厚式
柱列式

G.L-22m

1.850

33.7

1.80×10

G.L-7m

1.920

27.4

1.53×10-9

G.L-12m

2.006

22.1

1.28×10-9

G.L-18m

1.827

32.6

3.87×10-10

G.L-22m

2.052

19.3

9.98×10-10

鹿沼土

3.
ローム

28.0m

5.7

35.0m

砂礫

38.0

写真-10 EC ウｵール内部確認

写真-11 EC ウｵールコア

図-8 試験工事土質柱状図

１１．施工事例 3)
１１.１

汚染土壌工事概要

名古屋市内の某所において、その土地の利用を図るため、事前調査から過去の埋め立て廃棄物に由来したと思われる重金属（ふっ素、ほう素、鉛）による土壌および地下水の汚染が確認された。検討の結果、土壌汚染の範囲を鉛直遮水壁によって囲い込み、地下水の経路を遮断することで汚染の拡散防止を図る方針で工事を進める事になった。
汚染地下水の封じ込めは底面、側面、上面が遮水

建築物

AS 舗装

構造となる。底面となる現地盤の不透水層は事前のボーリング調査にてその存在位置および所定の透水汚染土係数以下である事が確認され、上面においては商業施設の一部である建築物やアスファルト舗装により不透水層

全面が覆われることから、上部からの雨水等の浸入がない構造になっている。側面に施される鉛直遮水壁については、等厚式地中連続方式による EC ウｵー
ル工法が採用された。

遮水壁（EC ウォール）

図-9 汚染土封じ込め構造イメージ

１１.２

配合計画

計画にあたって、事前ボーリングにより得られた試EC ウｵール

料を用いて室内配合試験を行った。目標壁体品質は、透水係数が k=1×10-7cm/s 以下を設定。これは、廃棄物処理法における最終処分場の構造基準がｋ=1×10-6
cm/s 以下としていることから、実施工におけるばらつきを考慮し、10 倍の余裕を考慮した配合とした。
その結果、EC ウｵール掘削液は、対象土量 1ｍ3 当
たり 200L/m3(20%注入)、（EC ウｵール材添加量 10ｋg/m3）とし、粉体混合量を 90kg/m3、EC ウｵール材
総混合量は 100kg/m3 に実施配合を決定した。
図-10 に当該現場土質柱状図、表-5 に実施配合を示す。

表-5EC ウｵール実施配合

EC ウォール混合量（kg/m3）

図-10 土質柱状図

総混合量
3

掘削液

粉体

（kg/m ）

10

90

100

１１.３壁体品質の確認

試料採取器

当該現場の遮水性能を評価するにあたり、2,000

▽GL=0

0.2 h

m2/回の頻度にて EC ウｵール試料をウエットサンプ

0.5h、下部 GL-0.8h）にて行い、図-11 に示す試料採

0.8 h

壁全高 h

箇所 1 箇所あたり 3 深度（上部 GL-0.2h、中部 GL-

0.5 h

リングにより採取した。なお、試料採取深度は測定

0.5ｈ

取器をチェーンに設置し、任意 3 深度の EC ウｵールを採取した。図-12 に採取試料土の透水係数を示す。

0.2ｈ

ｈ：壁長

0.8ｈ

試験結果より、目標透水係数を満足することができた。また、透水係数のばらつきは 10 倍未満におさまっており、均一性が実証できた。

図-2 図-11
サンプリン
ウエットサンプリング方法

1.0E-09

透水係数（cm/s）

No.1
No.2
1.0E-08

No.3
No.4
No.5
No.6

1.0E-07No.7

目標透水係数No.8

写真-12 試料採取器

1.0E-06
GL-0.2h図-12GL-0.5hGL-0.8hEC ウｵール壁体透水試験結果

試料採取深度（h は壁全高）１１.４

事後調査の結果

施工完了後に、遮水性の確認のため、遮水

揚水開始
10

壁内外井戸における地下水位のモニタリング
図中の井戸 A（点線）は、遮水壁外部の井戸であり、井戸 B、C および D は、遮水壁内部の井戸である。
調査は、遮水壁外部の井戸 A にて揚水を行

地下水位（TP+m）を行った。水位変動データを図-13 に示す。
井戸A

9

井戸B
井戸C
8

井戸D

い、遮水壁内井戸地下水位の変動を確認した。

できる。遮水壁内井戸 B、C および D の地

2/
6
2/
13
2/
20

2/
2

行った為、地下水位が低下している事が確認

7
12
/1
9
12
/2
6
1/
10
1/
15
1/
18
1/
24

調査結果より、井戸 A は、途中から揚水を図-13
図-4地下水位測定結果
地下水位測定結果

下水位は、井戸 A の地下水変動に関わらず、遮水壁内部の地下水位が全て一定に保たれていることから、地下水の流入が完全に遮断されているものと考察できる。
なお、遮水壁工事完了後は、上部がアスファルト等で覆われていないため、遮水壁内部の地下水位は雨水などの浸透により少しずつ上昇している。
１２．おわりに
本工法は、すべての機械撹拌工法の最大のテーマである無排泥施工という目標を達成することができた。
また、遮水材料を粘土鉱物（EC ウｵール材）にすることで従来工法では成し得なかった安定性や靭性を確保
することができた。今後、大深度施工への適用やコスト縮減に向けた施工方法の確立に努め、工法の普及を行う方針である。
昨今騒がれている｢エコ技術｣として炭酸ガス排出量を大幅に削減し、信頼性の高い環境負荷低減工法として社会に貢献できれば幸いである。
参考文献
1)日本粘土学会ベントナイト利用研究グループ資料集（１）2)日本粘土学会ベントナイト利用研究グループ資料集（２）3)御手洗義夫、伊藤弘毅、岸田隆夫、堀井良介、橋本文男；廃棄物処分場の遮水工に用いる各種リサイクル材を利用した変形追随性遮水材料の開発、第五回環境地盤工学シンポジウム論文、2003（P.77 ,82）
4)御手洗義夫、河合弘之、安原一哉、菊池喜昭：古タイヤチップを混合した固化処理土の靭性向上効果と港湾工事への適用事例、第六回地盤改良シンポジウム、2004.4（P.83,85）
5)早川国男、竹岡由積、楫富久也、池田幸一郎；エコクレイ（EC）ウｵール工法による遮水壁造成工事、土木学会第 62 回年次学術講演回（平成 19 年 9 月）

R

「デナイト 」による重金属汚染土壌の対策技術の紹介
太平洋セメント(株)
同

資源事業部

セメント・コンクリート研究部

営業企画グループ守屋政彦

土壌環境チーム松山祐介

１．はじめに
土壌汚染対策法の施行（平成 15 年 2 月）を契機に汚染土壌の調査・対策市場が顕在化・拡大し、対策事例の増加に伴い様々な対策が開発１）、実施されている。本年 4 月には同法が改正され法対象の拡大および処理、管理の厳格化が図られ、自然由来の土壌汚染についても明文化された。自然由来の汚染については、国土交通省から本年 3 月にマニュアルが作成、公開されている。
不溶化対策は、法の中でも原則となる措置として定義されており、第二種特定有害物質（重金属等）に対しては特に有効な対策手法である。また、場外搬出するケースにおいても汚染の程度（溶出量）を低減する手法として利用可能である。さらに、公共工事などで問題となる掘削ズリなどの自然由来の汚染に対しても、全量不溶化とともに吸着資材による吸着工法が実施されている。
「デナイト R 」は平成 18 年 8 月に製品化、重金属類に対して高い不溶化性能を示す。土壌汚染対策法の重金属等（第二種）全てに有効であ

表１

デナイト

R

による主な実施例（H19.8～H22.6）

No.
工事概要
地区 発注者
汚染元素
り、自然由来の汚染土壌なども含め
1 工場増設工事
中部
民間 鉛/Pb、ひ素/As
2 公園土壌改良工事
関西
民間 鉛/Pb、ひ素/As、ふっ素/F
汚染判明件数の多い鉛、ひ素、ふっ3 公園土壌汚染対策工事
関東
公共 鉛/Pb、ひ素/As、ふっ素/F、六価ｸﾛﾑ/Cr(Ⅵ)
4 商業施設建設工事
中部
民間 ひ素/As素に対して特に優れた性能を発揮す
5 水処理施設増設工事
関東
公共 鉛/Pb、ひ素/As、ふっ素/Fる。既存の地盤改良の施工方法で実6 建設現場汚染土対策工事 関西
民間 ひ素/As
7 工場跡地汚染対策工事
関東
民間 ひ素/As、ふっ素/F、六価ｸﾛﾑ/Cr(Ⅵ)
施可能という汎用性にも優れており、 8 場内汚染対策工事
北陸
民間 鉛/Pb
9 道路建設工事
北陸
公共 鉛/Pb、ひ素/As
販売開始以来、公共工事も含め実績
10 工場内汚染土対策工事
関東
民間 鉛/Pb
11 工場跡地汚染対策工事
九州
民間 鉛/Pb、六価ｸﾛﾑ/Cr(Ⅵ)
を伸ばしている。
12 遊水地汚染対策
関東
公共 鉛/Pb
13 搬出土改質工事
関東
公共 鉛/Pb
R
本報告では、「デナイト 」の基本
14 処理土不溶化対策
関西
民間 ふっ素/F 他
15 建設現場汚染土対策工事 関東
民間 ふっ素/F
性状や適用事例を配合試験の方法、
16 場内汚染対策工事
北海道 民間 ふっ素/F
17 跡地汚染土対策工事
九州
民間 鉛/Pb
施工事例および新たなニーズとして
18 処理土不溶化対策
関東
民間 ふっ素/F 他
19 建設現場汚染土対策工事 中国
民間 ふっ素/F
自然的原因での汚染の対策工法であ20 道路建設工事
中部
公共 鉛/Pb 他
21 河川底質不溶化対策
関西
公共 鉛/Pb
る吸着工法への適用について検討し
22 場内保管土壌処理関東
民間 鉛/Pb、ひ素/As、ふっ素/F 他
た結果などを紹介する。
23 工場内汚染土壌対策工事 関東
民間 鉛/Pb、ふっ素/F
24 場内不溶化工事
関東
民間 ふっ素/F※平成19年8月1日 デナイト販売開始

２．物理・化学特性および特長・不溶化機構
表２「デナイト R 」は、酸化マグネシウムを主成分としデナイト R の基本性状
項てカルシウム成分を配合した無機系の非セメント系の

目

試験結果

粉体材料で、従来工法で使用されている施工方法で使密度（g/cm3）

3.20

用可能な汎用性の高い材料である。物理・化学的な基

粉末度、比表面積（cm2/g）

5,585

本特性を表２に、特長および不溶化機構や対象となる

主成分

酸化ﾏｸﾞﾈｼｳﾑ：MgO

65.6

重金属等を次頁に示す。

（％）

酸化ｶﾙｼｳﾑ：CaO

14.7

MasahikoMoriya〒135-8578

東京都港区台場 2-3-5

TEL03-5531-7401、FAX.03-5531-7599

YuusukeMatsuyama〒285-8655

千葉県佐倉市大作 2-4-2

TEL043-498-3874、FAX.043-498-3821

＜デナイト

Rの特長＞◆様々な重金属に対して優れた不溶化性能を示し、複合汚染にも対応可能である。
◆非セメント系の無機系の粉体材料で、六価クロムを含まず、低アルカリ性を示す。
◆混合直後より不溶化作用を発揮し、長期に渡り継続する。
◆従来工法での施工が可能である（スラリー／水との併用での施工も可能）。
＜不溶化機構＞
デナイト

Rの重金属等に対する不溶化機構／メカニズムは、（水と出会って反応する）水和反応により発現し、汚染物質の種類によりこれらのメカニズムが複合的に作用することで多種多様な汚染や複合汚染にも対応可能である。不溶化機構と対象となる重金属等を表３に、水和生成物の電子顕微鏡写真を写真１に示す。
表３

不溶化機構と不溶化される主な物質

機構

不溶化される主な物質

Ⅰ

難溶性水酸化物の形成

鉛、カドミウム、水銀

Ⅱ

難溶性塩類の形成

ひ素、セレン、ふっ素、ほう素

Ⅲ

水和物への吸着、固定

六価クロム、ひ素、セレン、ふっ素、ほう素

表４

など
など
など

各種金属水酸化物の溶解度積

金属イオン
Cd２＋
Pb２＋
Zn２＋
Sn２＋
Hg２＋
Mn２＋

溶解度積
2.0×10－１４
4.2×10－１５
4.5×10－１７
3.0×10－２７
3.0×10－２６
2.0×10－１２

機構Ⅰ：難溶性水酸化物の形成
土壌中の水分とデナイトR

水和 1 日の水和反応に１μm

より水酸化物イオン（OH－）が生成し、ｐＨが 10 前後のアルカリ性雰囲気となる。

写真１

水和生成物の電子顕微鏡写真

生成した水酸化物イオン（OH－）と陽イオンとして溶解（溶出）しているの重金属等が安定した水酸化物を形成する。鉛やカドミウムなどの水酸化物は難溶性で溶解度が極めて低く溶出が抑制される。
機構Ⅱ：難溶性塩類の形成
デナイト

Rの水和反応により生成するマグネシウムやカルシウムなどのアルカリ金属イオンと陰イ

オンとして溶解（溶出）している重金属等が、溶解度の低い難溶性の塩類を形成して溶出を抑制する。
機構Ⅲ：水和生成物への吸着と固定
水和反応による生成物（水和生成物）は反応の進行とともに成長し、その結晶構造中や表面に様々な重金属等を固定（固溶）、吸着し、溶解（溶出）していた重金属等の溶出を抑制する。
４．適用事例
汚染土壌の不溶化を示すとともにデナイトRを使用した様々な適用事例を紹介する。

４．１

汚染土壌不溶化

４．１．１

汚染土壌

配合試験

不溶化材

汚染土壌の不溶化における材料使用量は、配合試験によって添加量と性能（不溶化、

混

合

・添加量
3 水準以上（●●kg/m3）
・添加方法 粉体添加 or ｽﾗﾘｰ添加・混合方法 ﾐｷｻｰにて良く攪拌混合。
例）ﾎﾊﾞｰﾄﾐｷｻｰにて 5 分間
（2.5 分混合→切替し→2.5 分混合）

強度など）の関係を把握して選定する。実際の現場にて使用する材料量は、土質性状や施工方法（施工機械など）を考慮して決定する必要がある。配合試験のフローを図

供試体作成

１に示す。
①汚染土壌に対して所定量の不溶化材

養を添加する（添加水準は 3 水準以上

生

・試験内容により成型。
例）円筒形供試体 JCAS L-01 2006
・所定材齢まで湿空養生。
例）混合後 1 日、3 日、7 日などが望ましい）。
各種試験

添加方法は、実際の現場での使用方

・要求性能により試験を実施
例）溶出試験、強度試験など法を想定して選定（粉体／スラリー）。
図１②ミキサーにて混合ムラのないよう良く混合する。

配合試験のフロー例）ホバートミキサー5 分間（2.5 分間→切返し→2.5 分間）③混合後の処理土は試験内容により成型などを行って供試体を作成する。
例）強度試験（円筒形供試体、Φ5.0cm×h10.0cm）など④供試体は乾燥を防ぐ措置を施し、恒温恒湿（20±3℃、80%以上）の状態で所定材齢まで湿空養生する。
⑤所定材齢が経過した養生後の供試体で各種試験を実施する。
４．１．２

不溶化事例

各種の汚染土壌に対してデナイトRを適用した不溶化事例を表５に示す。

いずれの汚染土壌に対しても十分な不溶化効果を示し、処理後は土壌汚染対策法の基準値を満足していた。
また、土壌No.⑦、⑧は不溶化前の溶出量が土壌汚染対策法の第二溶出量基準（鉛、ひ素：0.3mg/L）を超過
した高濃度汚染土壌だが、添加量 100kg/m3で基準値を満足する結果が得られ、非常に高い不溶化効果が確
認された。
表５
土壌

対象元素

デナイト

添加量
（kg/m3）

①
ふっ素
100
②
ふっ素
300
③
ひ素
150
④
ほう素
100
⑤
六価クロム
200
⑥
水銀
100
⑦
鉛
100
⑧
ひ素
100
注１：環境省告示第 18 号（H15.2）。

Rによる汚染土壌の不溶化事例

溶出量（mg/L）注１
ｐH
注２
（検液）
不溶化前
不溶化後
基準値
2.4
0.36
0.8
9.9
15.0
0.08
0.8
10.6
0.2
＜0.002
0.01
10.3
12.3
0.71
1
10.2
0.21
＜0.02
0.05
10.2
0.0018＜0.00005
0.0005
9.9
1.6
＜0.01
0.01
10.6
7.29
0.01
0.01
10.3
注２：土壌汚染対策法（H15.2）に示される溶出量基準。

自然由来も含め汚染判明件数の多い鉛、ひ素、ふっ素について、より詳細な結果を不溶化処理後の外的要因（酸、アルカリ）が効果の安定性に与える影響を財）土壌環境センターの「重金属不溶化処理土壌の pＨ

変化に対する安定性の相対的評価方法／GEPC･TS-02-S1」で評価した結果とともに図２～７に示す。
0.15

0.12

0.12

鉛溶出量（ mg/L）

鉛溶出量（ mg/L）

0.15

対象土：ρt＝1.91g/cm3

0.1

材

齢：７日

0.05

＜0.01

＜0.01

0.05

0

0

50

100

溶出量基準
0.01mg/L

1503

図２ 添加量と不溶化効果の関係／鉛汚染土壌

鉛溶出量（ mg/L）

鉛溶出量（ mg/L）

0.4
0.35

対象土：ρt＝1.91g/cm3
含水比：W＝22.9％
材 齢：７日

0.15
0.1
0.05

＜0.002

0.003

硫酸添加Ⅰ

硫酸Ⅰ

消石灰添加Ⅰ

100

消石灰Ⅰ

不溶化後

材 齢：７日
添加量：100kg/m3

0.25
0.2

土壌環境 CGEPC･TS-02-S1

0.15
0.1

溶出量基準
0.01mg/L

150
3

添加量（ kg/m ）

未処理
未処理

＜0.005＜0.005＜0.005

環告18号
環告18
号

硫酸添加Ⅰ

硫酸Ⅰ

消石灰添加Ⅰ

不溶化前

図４ 添加量と不溶化効果の関係／ひ素汚染土壌

消石灰Ⅰ

不溶化後

図５ 不溶化効果と酸・アルカリの影響／ひ素汚染土壌

7

2

6

5.3

5

鉛溶出量（ mg/L）

鉛溶出量（ mg/L）

環告18号
環告18
号

0.35

0.05

＜0.002050＜0.0050.3

00＜0.005

図３ 不溶化効果と酸・アルカリの影響／鉛汚染土壌

0.25

0.20

未処理
未処理

＜0.005

不溶化前

添加量（kg/m ）0.2

土壌環境 CGEPC･TS-02-S1

＜0.01

0

材 齢：７日
添加量：100kg/m3

0.1

対象土：ρt＝1.66g/cm3
含水比：W＝52.7％
材 齢：７日

4
3
2

0.70

0.36

1

1.5
1

0
0

50

100

土壌環境 CGEPC･TS-02-S1

0.5

0.21

0
150

200

3

添加量（ kg/m ）図６ 添加量と不溶化効果の関係／ふっ素汚染土壌

材 齢：７日
添加量：100kg/m3

1.4

溶出量基準
0.8mg/L

未処理
未処理

不溶化前

＜0.02

＜0.02

環告18号
環告18
号

硫酸添加Ⅰ

硫酸Ⅰ

＜0.02
消石灰Ⅰ

消石灰添加Ⅰ

不溶化後

図７ 不溶化効果と酸・アルカリの影響／ふっ素汚染土壌

比較的汚染レベルの高い土壌（溶出量基準に対して鉛：12 倍、ひ素：20 倍、ふっ素：6.6 倍）でも、低添加量（鉛、ひ素：50kg/m3、ふっ素 80kg/m3）で十分な効果が発現し、溶出量基準を満足することが確認された。また、各汚染土壌（溶出量基準に対して鉛：12 倍、ひ素：30 倍、ふっ素：1.75 倍）における不溶化
効果の安定性も、試験方法の違いによる効果の差は認められず、酸およびアルカリ条件下でも安定した不溶化効果を発揮することが確認された。

４．１．３

試験施工／混合精度

固化材を地盤に添加・混合する地盤改良も、固化材種や添加量などの条件決定については、不溶化対策同様に、事前に配合試験を行うことが一般的であり、要求性能の指標として一軸圧縮試験やCBR
試験など行われている。配合試験により得られた結果は、工法や施工機械の混合能力（精度）などを考慮した現場／室内強度比２）により実施工での添加量の割増率を算出する。
不溶化対策工事においては、不溶化性能（溶出量）の現場／室内比といった既往の検討結果などは無く実施工における割増率の設定が困難である。ここでは、本工事の実施に際して水／不溶化材比や不溶化材添加量などを決定するために試験施工を実施した結果を参考として示す。試験施工を行った施工機械（攪拌部分）を写真２に示す。なお、施工機は対象地盤中に夾雑物があること、混合精度などを考慮して特殊攪拌混合機が選定されており、試験施工においても同じ施工機を使用した。
１）試験条件
水／不溶化材比（W／C）の検討（ケース１）は、添加
量 100kg/m3一定として、2m×2m、深度 1mの施工区画に
W／C＝100％、150％、200％と水比を因子として試験施工を行った。不溶化材添加量の検討（ケース２）は、W／
C =100%一定として、10m×10mの対象区を 5m×5mの 4区画に分割し、不溶化対象層厚 0.5mに対し、不溶化材添
加量を因子として 60kg/m3、100kg/m3、140kg/m3で混合

写真２施工した。また、ケース２ではW／C＝100％、100kg/m3

施工機外観

上段：全体写真、下段：攪拌部

の条件で、同一区画に対して混合時間を半分で施工（以降、

2m

2m

2m

2m

倍速施工）し、施工能力と混合精度についても検討を行った。ケース１の施工区画を図８に、ケース２の施工区画および試料採取位置を図９に示す。

【200％】 【150％】 【100％】3

添加量＝100kg/m 一定

図８

1m
1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

23

24

25

10m

5m

5m

【60kg/m3】【100kg/m3】【140kg/m3】5m

施工区画／ケース１【100kg/m3】
※倍速施工

0.5m
W／C＝100％一定、●：起点
図９

ケース２の試料採取位置（右）と施工区画（左）1m

＜ケース１：水／不溶化材比（W／C）の検討＞
試験施工を行った各区画から採取した試料による強度試験の結果を図１０に示す。
W／C が大きくなる程（水が多くなる程）、強度が低下することが確認された。
これは、施工時に添加する水が多くなることで対象

一軸圧縮強さ（ qu.、 kN/m 2）２）試験結果400

添加量＝100kg／m3
300
200
100
0

区の土壌の含水比が増加し、強度が低下したものと考50えられる。今回のように土質条件として砂、礫分が多強度試験の結果を図１１に示す。
固化材添加量が多くなる程、強度発現性が良好であることが確認された。また、倍速施工では強度が低減
していることが確認された。この傾向が混合精度によ

一軸圧縮強さ（ qu. 、kN/m 2）可能性が懸念されることから本施工は W／C＝100％

試験施工を行った各区画から採取した試料によるW／C＝100％

500● ：通常速度○ ：倍速施工

400
300
200
20

の試料について化学分析を行ったデー

表６

設定値を倍速施工では変動係数が180

区画毎の統計値一覧

タを、実施工部分との境界のブロックを下まわることが確認された。また、

140

図１１ 試験施工結果／材齢 7 日～不溶化材添加量と強度の関係～

全試料で湿潤密度、含水比を、乾燥試料の 10mm以下

60kg/m3では最小値が配合試験の結果

100

不溶化材添加量（kg/m ）

区画毎に 25 ブロックから採取された試料について、係数が 13％～15%と大差なかったが、603ないので判定できなかった。

を表６に示す。通常施工条件では変動

250

600

るバラツキに起因しているかは、検体数（n＝3）が少などの不良値を考慮して解析した結果

200

図１０ 試験施工結果／材齢 7 日～水／不溶化材比と強度の関係

るが、強度確保および間隙水が多くなるによる拡散の＜ケース２：不溶化材添加量、施工能力の検討＞

150

水／不溶化材比（W／C）、％

い場合には、W／C を高くすることで混合性能は上がで実施することとした。

100

添加量設定値（kg/m3）
統計値

100

60

100

140

※倍速施工

平均値（kg/m3）

60.6

86.7

125.9

97.7

最大値（kg/m3）

48.4

60.5

93.1

58.9

最小値（kg/m3）

75.3

111.6

165.3

139.5

変動係数（％）

13.1

15.2

14.5

26.0

26％と大きくなり混合精度が低下する傾向が確認された。
４．２

吸着工法への適用

自然的原因による汚染は、一部を除き、汚染レベル（濃度）がそれほど高くなく、広範囲に及ぶことが多い。特に掘削自体が工事の中で必須であるトンネル工事などの掘削ズリは発生量が多いことからその対策が注目されている。本年 3 月には国土交通省から技術マニュアルが作成、公開されている。従来型の全量不溶化も行われる中、盛土構造物の下部に吸着層を敷設する“吸着工法”も公共工事を中心に実施されれている。
吸着工法は技術的な評価、設計方法などについて課題もあり検討が進んでいるが、吸着資材の吸着特性を評
価し周辺への拡散を防止する低コストな手法として注目されている。

ここでは、重金属等に対して不溶化効果を発揮する「デナイトR」の吸着工法への適用として、吸着特性をひ素に対して検討した結果を示す。なお、ひ素は地下水などの液相に溶解（溶出）している際は陰イオンとして存在し、イオン価数（３価、５価）により形態も異なる。
４．２．１

試験方法

１）試験条件試験は重金属試薬を使用して汚染濃度を調整した汚染溶液を使用し、バッチ試験により吸着後のひ素濃度を測定した。試験条件を表７に示す。
表７項

バッチ試験条件

目

内

容

対象元素／使用試薬

ひ素／３価（亜ひ酸ﾅﾄﾘｳﾑ）、５価（ひ酸水素二ﾅﾄﾘｳﾑ七水和物）

初期設定濃度１、１０、１００、１０００mg／L

固液比

デナイト：溶媒（ひ素溶液）＝１：１００

反応時間

４時間／反応中はﾏｸﾞﾈﾁｯｸｽﾀｰﾗｰで連続攪拌

検液の作成方法

0.45μｍ－ﾒﾝﾌﾞﾚﾝﾌｨﾙﾀｰにて固液分離（吸引ろ過）

２）試験結果100

初期濃度と吸着後の濃度から平衡濃度と平衡吸着
ひ素（３価）

検討した結果を図１２に示す。
「デナイト

R

」によるひ素の吸着特性は価数によらず高いことが確認でき、吸着工法の資材としても十分に適用可能であると判断される。
また、Langmuir式[W=aWsC/(1+aC)]による回帰分析を行うと、吸着平衡定数は 2.61×10価）、3.97×10－１－２

平衡吸着量（ mg/kg）量を算出、その関係を吸着等温線として吸着特性をL/mg（３10

ひ素（５価）

1

固液比＝1：1000.1

反応時間：4 時間

L/mg（５価）と吸着選択性は５価のひ素のほうが高く、飽和吸着量は 16.67mg/g（３価）、6.40mg/g（５価）と３価の方が高いことが判

0.01
0.001

0.1

10

1000

平衡濃度（mg/L）

明した。
図１２

ひ素の吸着等温線

５．まとめ
「デナイト

R

」の汚染土壌の不溶化事例とともに、トンネルズリの対策工法である吸着工法への適用検討などを紹介した。同工法への適用も含め、今後は更にデータや実績などを蓄積し、汚染土壌対策全般の信頼性向上や普及の一助としたい。
＜参考文献＞
１）松山祐介、守屋政彦（2004）：汚染土壌の固化不溶化技術に関する研究、地下水・土壌汚染とその防止に関する研究集会第 10 回講演集、pp.136-139、
２）社）セメント協会：セメント系固化材による地盤改良マニュアル

第 3 版、pp.46-48

高トルク型複合相対撹拌工法（エポコラム工法）
による既製杭破砕施工と硬質地盤への適用事例
小野田ケミコ（株）

鈴木 孝一 1），西尾 経 2），田中 信哉 3）

中央大学理工学部

齋籐 邦夫 4)エポコラム研究会原満生 5)，高倉 功樹 5)

１．はじめに
近年，耐震対策や建築物の老朽化に伴う再開発事業が活発化しており，建築物の建替え工事が頻繁に行われている。また，最近では，深層混合処理工法は軟弱地盤のみならず，中間層に硬質な地盤がある場合や支持層に対する根入れ等，多種多様な地盤においても良好な攪拌改良施工を行うことが重要な課題となっている。
建築物の建替え工事では，地盤内に残置された基礎杭の取り扱いが大きな課題となる。すなわち，新設される
建築物の性能に応じて基礎形式が選定されるのが普通であり，地盤内に残置された杭を先ず排除し，その後，仕様に合致した基礎を設ける手順を踏む。しかしながら，「残置杭の処理工」と「基礎の新設工」の二つの工程が同時に実施できれば，省エネルギー化が図れ，工期，工費の点においても大きなメリットになる。
本文では，深層混合処理工法の一種である高トルク型複合相対攪拌工法（以下，エポコラム工法と称す）を適用し，残置された既製杭（PHC 杭および RC 杭）の破砕と攪拌混合処理を同時に行った地盤改良の施工性，改良体のコア性状と強度特性について精査した結果について報告する。また，硬質地盤における施工事例として，傾斜支持層（風化岩層）への根入れ施工と礫質土における施工事例を報告する。

２．エポコラム工法の概要と特徴
本工法の撹拌翼は，図-1 に示すように，外翼 3 枚および芯翼・中翼各 2 枚から構成される。外翼と芯翼が逆転
方向に，中翼と削孔ヘッドが正転方向に回転する複合相対攪拌

芯 翼

機構を有している。

中 翼

正回転

外 翼

この攪拌翼の回転作動は，従来工法で留意すべき課題であった「共回り」「つれ回り」現象を防止し，強制的な「練り込み」

逆回転

作用によって，改良体中への固化材の均一拡散や土塊の破砕を連続的に繰り返し，均質な改良体を造成する攪拌混合機能を有する。
本 工 法 の 回 転 駆 動 装 置 は ， 最 大 ト ル ク 355kN ･ m（ 回 転 数
4.8rpm）と，類 似の他 工法 の掘削 トル ク値 132kN･m（回 転 数

翼中吐出口

13rpm）の約 3 倍と大きい。このトルク性能と回転軸に装着した
攪拌翼の剛性の高さが，これまでにない削孔能力を発揮し，N＝40～50 の砂礫層や中間層あるいは玉石混じり層の削孔・攪拌を可能としている 1)。

先端吐出口

図-1

削孔ヘッド

エポコラム複合相対撹拌翼の模擬図

1)Koichi SUZUKI

東京都荒川区東日暮里 3-11-17

TEL:03-5615-7035

FAX:03-5615-7022

2)Wataru NISHIO

東京都荒川区東日暮里 3-11-17

TEL:03-5615-7044

FAX:03-5615-7022

3)Nobuya TANAKA

東京都荒川区東日暮里 3-11-17

TEL:03-5615-7036

FAX:03-5615-7022

4) Kunio SAITOH

東京都文京区春日 1-13-27

TEL:03-3817-1804

FAX:03-3817-1803

5) Mituo HARA，Kouki TAKAKURA

福岡県福岡市博多区比恵 2-20-25

TEL:092-412-0263

FAX:092-412-4889

３．既設杭が残置された地盤における施工事例

(b)

(a)

合商業施設を設ける計画である。フーチング基礎下

電流値（Ａ）
N値
0 10 20 30 40 50 0 100 200 300 400 500 600 700
0 0埋
0
改良体B
（PHC杭φ0.30m）の地盤を複合相対攪拌工法により地盤改良し，改良

土

柱体を造成することとなった。すなわち，同工法に

2 2砂

2

シ
4 4ル

4

より杭破砕を行うと同時に所定強度を有し，かつ改
良径φ1.8m，改良長 L=12.9～15.5m の改良柱体を地

深 6 6砂
度 シ
8 8ルト
ｍ

深
8良
度

1010じ

ｍ10

6

改

地盤概要

土，その下層に軟弱な砂，シルト層の互層がおよそ7m 堆積している。GL-8.5ｍから下には，5≦N＜20の礫混じり砂層が続く。その直下に層厚 1.1m のシルト層が挟在し，GL-13.4ｍ以深から N＞20～40 の礫混
じり砂層に連なる。また，当地盤内には，旧建築物

体

礫
混

）

地表面より GL-1.3m までコンクリートガラ主体の埋）施工地盤の土質柱状図を図-2(a)に示す。土質は，

り
砂

1212シ

12

ル
ト

1414

14

1616

16

礫
混
じ
り
砂

18 18

PHC 杭と RC 杭がおよそ 13m の深さに亘って残置さ

３．２

土質柱状図と駆動モータの電流値比較

表-1
番号

除去工を併用する従来の施工法

地盤改良施工仕様と残置杭位

Ａ

Ｂ

Ｃ

Ｄ

φ1.8m
φ 1800φ1.8m
φ 18 0 0

φ1.8m
φ 18 0 0

φ1.8m
φ 1800

φ 300
45

形状

200

φ 450

地盤改良工の施工にとって障害と認められる残置

改良体D（残置杭無）

18
図-2を支持していたφ450mm の PHC 杭，φ300mm の

れていた。

改良体Ａ
（ＰＨＣ杭φ0.45m）

（

３．１

ト

（

盤内に造成することが計画された。

改良体C（RC杭φ0.30m）

された PHC 杭等が存在する場合，一般的には，図-3645に示す手順にしたがって工事が進められる。すなわ

改良径(m)

ち，杭の位置を確認し，頭出しを行ってオールケー

既設杭(mm) PHC杭；φ450

φ1.8

φ 300
15

本工事は，旧建築物を解体後，同場所に新たな複

2 45

255

φ1.8

φ1.8

φ1.8

PHC杭；φ300

RC杭；φ300

なし
15.50

施工長(m)

15.50

13.02

12.90

シング工法で杭を 1 本 1 本取り除き，その後，深層空堀長(m)

1.45

1.45

1.45

1.45

混合処理機によって地盤を攪拌・混合して所定の改改良長(m)

14.05

11.57

11.45

14.05

良体を造成する。通常の地盤改良施工に較べて，残置杭を除去する前処理工程の時間と経費が必須となる。さらに既設杭配置が不明の場合は杭の配置確認も必要になり，別途調査に時間を要し，大幅に工期・工費が増大する。
このような場合，1)改めて杭を除去するか，2)設計条件を満たす範囲で改良体位置の変更あるいは，3)改良体を増打ちによって対処しなければならず，大幅な施工工程の変更が発生する。

ケーシング④改良体造成図-3

従来工法の施工手順

改良体

改良体

②杭除去 ③撹拌翼貫入
＋攪拌混合

残 置杭

ケーシング

残 置杭
①杭頭出し
位置確認

①撹拌翼貫入＋杭破砕②改良体造成＋攪拌混合

図-4 エポコラム工法の施工手順

ＰＨＣ杭（φ450mm）

写真-1 残置杭･改良体確認(改良体 A)

３．３

エポコラム工法による既製杭破砕施工

図-4 は，エポコラム工法による残置杭の破砕と攪拌混合の同時施工手順図である。本工法では，高剛性の篭状
攪拌翼と高出力トルク回転機構の組み合わせにより，一工程で既製杭を破砕しながら，原土と固化材スラリーおよび杭の破砕片を巻き込ながら攪拌混合し，改良体を造成することが可能である。
本工事においては，既製杭の破砕片を巻き込んだ改良体の品質と施工性能の調査および評価検証を行った。表-1
は，改良位置と残置杭との位置を示す。3 種の残置杭について，同時施工時の攪拌性能および改良品質を比較調査した。これに残置杭が存在しない場合を加え，計 4 通りとした。それぞれに A～D の記号を付して区分する。Aは，残置されたφ450mm の PHC 杭が改良域内の外縁に位置する場合である。B，C は，φ300mm の PC 杭およびRC 杭の場合で，A に較べ，杭が改良体中心よりに位置している。
写真-1 は，頭出しを行った残置杭と改良体の施工予定個所との相対的な位置関係を示したもので，記号 A で示す場合に相当する。すなわち，杭径φ450mm，肉厚 t＝80mm の残置 PHC 杭が改良予定円の右内側に位置している。
また，同写真には，杭頭部よりらせん筋の PC 鋼線が複数認められる。
３．４

掘削貫入抵抗掘削貫入時に攪拌翼が受ける抵抗の大きさは，地盤の種類・強度，残置杭の種類，改良体との相対位置等に関係する。また，掘削貫入抵抗は，攪拌軸を回転駆動させるモータの電流負荷に直接連動している。そこで表-1 で区分した A～D の 4 ケースについて，掘削貫入に伴う駆動モータの電流値の変化を測定し，比較することを試みた。図-2(b)がその結果である。
同図より，地盤上部 GL-3.0m 付近までの埋土部分の電流値は，4 者のデータに比較的大きな変動が認められる。
これは不均質なコンクリートガラが主体の埋土であるため，この影響が反映したものと考えられる。埋土に続く
GL-3.0～-8.0ｍは，3＜N 値＜6 の軟弱な砂層，シルト層であり，4 ケースとも 200A 程度の電流値になっている。
礫混じり砂層となる GL-9.0ｍ以深から電流値は漸次 300A まで増大し，改良体の造成深度である GL-15m 近傍では
およそ 500A となった。電流値の地盤深度に対する応答を見る限り，残置杭の種類，改良体との相対位置によって極端に大きな違いは認められない。装備した駆動モータが十分なトルクを有していることがその理由と考えられる。本工法は，改良範囲内に１本程の残置杭があっても，杭種に依らず施工性能に影響しないことが判明した。
３．５

改良体品質の評価

３．５．１

杭破砕片の分布

エポコラム工法によって造成したφ1.8m の改良体天端部の出来形を確認したのが，写真-2 である。図中の白線が示しているのが改良体断面であり，計測結果より所定改良径φ1.8m が確認できる。改良断面内に一様に小塊が散在しており，これが杭の破砕によって生じた小片で，大略 10～50mm の大きさであった。
写真-3 は，改良長 14.7m の改良体に対し，直径φ86mm のオールコアボーリングによって採取したコアの状況である。コアの全長に亘って残置杭の破砕片が大きな偏りなく，均一に混入しているのが認められる。また，図-5
は，写真-3 に対比させて作成したコアの詳細なスケッチである。図中，

破砕片

黒く塗りつぶした個所が杭破砕片，斜線部分が混入礫である。コアはいず
れも破砕片混入による欠損部はほとんどなく良好で，コア採取率は 97～
100％にあり，平均採取率は 99.4％であった。
試みに採取したコア 1m の投影面積に占める杭破砕片の面積を精密計測
し，破砕片混入率（＝破砕片合計面積／コア採取投影面積×100）を算出した。その結果，混入率は 0.9～3.7％であり，平均値は 1.7％となった。改良体（φ1.80m）に対する残置杭（φ450mm，t=80mm）の体積比率は 3.9%である。この差は，目視確認による誤差と考えられる。

残置杭位置

写真-2

出来形状況(改良体 A)

掘進長

採取長

採取率

合計 面 積破砕片

投影 面 積コア 採 取

混入率
破砕片

(ｍ )

(ｍ )

(％ )

(cm 2 )

(cm 2 )

(％ )

0

1.00

0.99

99

7.7

643.5

1.2

1

1.00

0.98

98

13.2

637.0

2.1

2

1.00

1.00

100

11.0

650.0

1.7

3

1.00

1.00

100

23.9

650.0

3.7

4

1.00

1.00

100

10.9

650.0

1.7

5

1.00

1.00

100

9.5

650.0

1.5

6

1.00

0.97

97

13.2

630.5

2.1

7

1.00

1.00

100

12.8

650.0

2.0

8

1.00

0.99

99

9.0

643.5

1.4

9

1.00

1.00

100

18.0

650.0

2.8

1.00

1.00

100

7.2

650.0

1.1

1.00

0.99

99

14.2

643.5

2.2

12

1.00

1.00

100

8.9

650.0

1.4

13

1.00

0.99

99

5.5

643.5

0.9

14

0.05

0.05

100

0.0

32.5

0.0

平均

99.4

平均

1.7

改良長

コア の 状況 （ スケ ッ チ ）改良長 土質
(m)

区分

1

1

2

2

シルト質 砂

（m）

3

3

0

0

20

40

60

；杭 破 砕 片
80

100cm

シルト
砂質

4
シルト質 砂

4

5

5

6

シルト
砂質

6

7

7

8
シルト質砂

8

9

9

10

10

礫

10

11

り砂
礫混

11

12

シルト り砂シルト 混り砂
砂質
礫混

12
13

13

14

14

破砕片

15
16

写真-3

11

礫

全長コア状況

図-5

全長コアスケッチおよび杭破砕片混入率

採取コアの写真とスケッチな
らびに算出した破砕片混入率より，攪拌翼によって破砕された既製杭のコンクリート片は，原地盤
土に固化材とともに練り込まれ，改良体全体に適当に分散，混合されていると判断できる。
３．５．２

写真-4

コア供試体状況

改良体の強度特性

写真-4 は，改良体 A からコア採取し，成形した一軸圧縮試験用供試体の例である。供試体内に様々に杭破砕片が取り込まれているのが判る。
また，造成した 2 本の改良体の上 層 （ GL0.0 ～ -5.0m ）， 中 層（ GL-5.0 ～ -9.0m ） お よ び 下 層（GL-9.0～-14.0m）から採取した3 供試体に対して実施した一軸圧

写真-5 攪拌翼によって破断した PC 鋼線
表-2

改良体 A の一軸圧縮試験結果

試験深度
上層 ①-1GL-0.0m～GL-2.5m
中層 ②-1
GL-5.0m～
GL-7.0m
下層 ③-1
GL-9.0m～
GL-11.5m

平 均
全平均値
標準偏差
変動係数

qu
（ｋＮ/㎡）

6,652
9,395
6,858
6,591
7,003
7,352
9,825
9,359
9,606
8,071

試験深度
上層 ①-2GL-2.5m～
GL-5.0m
中層 ②-2GL-7.0m～
GL-9.0m
下層 ③-2
GL-11.5m～
GL-14.0m

平 均
8,018 kN/㎡
1,479 kN/㎡
18.5％

縮強さ結果を表-2 に取りまとめ

qu（ｋＮ/㎡）

ＰＣ鋼線破断片

6,221
6,344
6,837
7,676
7,391
7,307
11,422
8,965
9,518
7,965

写真-6

改良体ラップ部の改良体断面た。杭粉砕片を含む改良土の一軸圧縮強さは，qu≒8,000kN/m2 であり，また変動係数 Vc＝18.5％と小さい。
３．６

複合相対攪拌に伴う杭中の PC 鋼線・らせん筋の挙動

写真-5 は，改良体を造成して引き上げた直後の攪拌翼である。外翼（A）下端部分と削孔ヘッド（D）に相当量の PC 鋼線が巻き付いて回収された。しかし，PC 鋼線は本来の長さよりかなり短く，途中多くの箇所で破断しているのが確認できる。

一方，写真-6 はエポコラム工法にて φ1.80m の改良体をラップ施工したときの出来形断面である。ラップ施工部の印の部分に φ9mm の PC 鋼線の破断片が認められた。同写真より，本来真直ぐである筈の PC 鋼線は，その状態よりね
じりや曲げを受けて切断されていることが判る。さらに左端断面の状況から，PC
鋼線は，相対回転する外翼（A）と中翼（B）によってせん断，引張り荷重を複雑に受けることが推察される。

４．傾斜支持層への根入れ施工事例
本工事は，高速鉄道線の盛土基礎地盤の液状化による沈下，すべり防止を目的として，補強土盛土直下の液状化層を地盤改良した施工事例である。施工位置は，

写真-7 エポコラム撹拌装置

トンネル坑口部に位置する。
図-6 に施工断面図および土質柱状図を示す。盛土下部の基礎地盤は， 液状化対象層である N≦5 の緩い砂質土（As1wksn
DL= 25.000

体とする洪積砂岩層（Ksn 層）が出現するが上層部は風化

As1

Ksn

しており，N≧30 の風化砂岩層（wKsn）で，支持層が傾斜した地質断面となっている。支持層が傾斜している場合，

6000
8700

層）が 6m 程度堆積している。下位には，N≧50 の砂岩を主21200工するため，根入れ施工が必要とされる。従来工法では N≧30 の風化砂岩層（wKsn）に対して，根入れ施工は困難である。本工法では，低速回転高トルクの駆動装置と高剛性

6@1400=8400

すべり安定等の目的では，改良体を支持層に確実に着底施の複合相対撹拌翼により高い削孔能力を有し，N≦50 の風
14@1400=19600

化岩層への根入れ施工も可能である。

図-6

写真-7 にエポコラム撹拌装置を示す。本工事における施施工断面図および土質柱状図

工機仕様は，風化岩層への根入れ施工のために，高トルク型のエポコ
ラム改良径φ1.6m とした。改良強度 quck=480kN/m2 で，固化材混入量は
高炉セメント B 種 aｗ＝169kg/m3 とした。改良形式は，液状化防止のた

3400(2700～4000)

GH = 20.000

め格子状とし，改良配置は 20cm のオーバーラップをさせている。また，
改良体下端は，支持層（wKsn 層）に 50cm 程度の根入れを確保し，支持層への着底施工を確実に行うこ

表-3 に改良後の一軸圧縮強さの結果を示す。一軸圧縮強さは，quf＝970～1,300kN/m2 であり，変動係
数 Vc＝9.2％とばらつきも少なく，

表-3

改良後の一軸圧縮試験結果

採取位置
一軸圧縮強さ材齢28日
qu(kN/m2)
平均値
標準偏差
変動係数

上層部

1013
1168
1223

中層部

下層部

1125
1075
1303
1137
1053
979
1120 kN/m2
103 kN/m2
9.2 %

地盤改良工

750

8500
10000

750

基礎平面図
8500

6@1400=8400
8000

ととした。

▽17.009

コア採取状況も良好であった。
５．礫質土における施工事例

6@1400=8400

本工事は，高速鉄道線の高架橋基礎として支持力増加を目的とした施工事例である。図-7 は施工断面図および土質柱状図である。橋梁基図-7

施工断面図および土質柱状図

礎の地盤は，N＝10～40 程度の礫質土である。写真-8 に地表面近くの浅い深度での礫質土の状況を示す。目視により確認される礫径は，最大 200mm 程度で細粒分が少ないことが判る。
エポコラム改良径はφ1.6m，改良強度は，quf＝1,200kN/m2 であり，改良形式はブロック状改良とし，改良体相互は 20cm のオーバーラップ配置とした。改良長は，ℓc＝2.7m～4.0m である。施工に先立ち室内配合試験を行うが，礫質土における室内配合試験は困難である。このため，スラリー系機械撹拌（φ0.6m）にて試験施工を行い暫定配合量を決め，本施工にて試験杭を打設後，コアボーリングにて最終的に決定

写真-8

改良対象土（礫質土）

し，配合量 aW＝200kg/m3 として施工を行った。
写真-9 に改良後のコア採取状況を示す。連続性の高いコアが採取され，一軸圧縮強さは quf＝8,400kN/m2 であり，設計基準強度を十分満足する強度が発現された。

６．まとめ

写真-9

全長コア状況

本文では，低速回転・高トルク型のエポコラム工法を用いて，3 種類の異なる残置杭が地中障害として残置する地盤を対象に残置杭破砕と地盤改良の同時施工を行い，その施工性と改良品質について精査した。また，支持層が傾斜している地盤や礫質土に対する施工を行った。その結果，以下のとおりである。
① 本工法の施工において PHC 杭(φ450mm)が残置されている場合でも，事前にこれを除去することなく，目的とする改良施工を達成することができた。
② 残置杭(PHC 杭φ450mm)の破砕抵抗は，通常施工の施工と同程度であり，他の種類の残置杭(PHC 杭φ300mm，
RC 杭φ300mm)の破砕抵抗と比較しても抵抗に特段の差異がない。
③ 杭体破砕同時施工の条件下であっても，改良体の一軸圧縮強さの変動係数は 25％以下と安定し，通常施工における改良コアとほぼ同等であった。
④ 残置された PHC 杭から相当量の PC 鋼線が回収された。その一部は破断されて小片化し，改良体に含まれているのが認められた。
⑤ 支持層が傾斜している地盤に対し，確実な根入れが可能であり，改良体の一軸圧縮強さの変動係数は 9.2％と安定しており，高品質な改良体が造成できた。
⑥ 細粒分の少ない礫質土において施工可能であり，連続性の高いコアが採取され，高強度の改良体が造成された。
【参考文献】
1) (財)先端建設技術センター：先端建設技術・技術審査証明報告書「エポコラム工法(エポコラム-Loto 工法；大口
径φ2,500 地盤改良工法)」2006.3
2) 齋藤邦夫，鈴木孝一，原満生，高倉功樹：低速回転・高トルク型複合相対攪拌翼による深層混合処理工法の施工性能について，平成 20 年度建設施工と建設機械シンポジウム論文集，pp.147～150，2008.10
3) 齋藤邦夫，鈴木孝一，西尾経，原満生，高倉功樹：残置 PC 杭の混在する地盤におけるエポコラム－Loto 工法（大口径深層混合処理工法）の適用事例，基礎工，Vol.37，No.5，pp.51～53，2009.5
4) 齋藤邦夫，鈴木孝一，原満生，佐藤篤哉，高倉功樹，古澤政夫，蓮香朋宏：複合相対撹拌翼を用いた深層混合処理工法の改良原理と適用事例，第 8 回地盤改良シンポジウム論文集，pp.177～182，2008.11
5) 齋藤邦夫，鈴木孝一，田中信哉，原満生，高倉功樹：エポコラム-Loto 工法－残置 PC 杭破砕工と地盤改良工の同時施工，建設機械，536，Vol.45，No.10，pp.68～72，2009.10
6) 齋藤邦夫・鈴木孝一・高倉功樹：地中障害物混在地盤に対する複合相対攪拌工法の適用事例，平成 22 年度建設
施工と建設機械シンポジウム論文集，2010.11

建築工事におけるＳDM－Dy 工法の適用
小野田ケミコ（株）

鈴木 孝一 1），西尾 経 2），松岡 大介 3），今井 治憲 4）（株）竹中工務店

河野 貴穂 5)，田屋 祐司 5)

中央大学理工学部

齋籐 邦夫 6)

１．はじめに都市部の再開発事業では，高層マンションや商業用ビルなど，建設規模の大きな建物が建設されている。しかしながら，都市部の多くは埋立地や軟弱な粘性土地盤であるため，開削を伴う基礎工事では山留め壁の安定が必須の条件となり，補助工法として地盤改良工が適用される事例が多くなっている。地盤改良の目的は，掘削側の底盤部を地盤改良することで，掘削時における山留め壁の変位を極力抑制することと，山留め壁の根入れを短くすることで工費を低減させる目的で用いられる。特に大規模な開削を伴う建築工事で採用される切梁形式（ソイルストラット形式）では，梁効果を発揮するため，山留め壁に密着した改良体の施工と改良体相互の確実なラップ施工が極めて重要となる。
このような施工要件を満たす工法の一つが，機械攪拌と高圧噴射撹拌工法を併用したハイブリット混合攪拌処
理工法（以下，SDM－Dy 工法と略記する）である。本文は，建築工事における大規模開削時のソイルストラット
事例と支持力増加を目的とした施工事例について報告する。

２．ＳＤＭ－Ｄｙ工法の概要とメカニズム
２．１

工法概要

SDM－Dy 工法（Dynamic Super Deep Jet Mixing Method）は，機械攪拌と超高圧噴射攪拌を併用した複合地盤改良工法１）である。
写真－1 に本工法の二軸施工機を示す。本工法は，三点支持式杭打機をベースマシンとし，機械攪拌翼先端部から固化材スラリーを超高圧で噴射することにより，従来の深層混合攪拌工法に較べ，大口径の改良体が造成される。そのため，1 日当たりの施工量が概ね従来工法の 2 倍程度処理でき，工期の大幅な短縮が図れる。攪
拌軸に排土スクリュロッドを装着し，吐出スラリー量に見合う量の排土を制御し，低変位施工が可能である。
また，本工法では改良体の外周部が超高圧ジェット噴流による
攪拌混合のため，基礎杭や山留め壁との密着施工，山留め壁や改良体相互のラップ施工による一体化が図れる等，従来工法に較べ
優れた特長を有する。
２．２

撹拌混合メカニズム

図－１は，本工法の攪拌混合メカニズムの模式図である。

写真－１ SDM-Dy 施工機と高圧水噴射状況

1)Koichi SUZUKI

営業本部

東京都荒川区東日暮里 3-11-17

TEL:03-5615-7035

FAX:03-5615-7022

2)Wataru NISHIO

技術本部

東京都荒川区東日暮里 3-11-17

TEL:03-5615-7044

FAX:03-5615-7022

3)Daisuke MATSUOKA

技術設計部

東京都荒川区東日暮里 3-11-17

TEL:03-5615-7036

FAX:03-5615-7022

4)Harunori IMAI

札幌支店

札幌市中央区北 3 条西 1-1

TEL:011-219-6560

FAX:011-219-7887

5) Takao KOONO,Yuuji TAYA

技術研究所

千葉県印西市大塚 1-5-1

TEL:0476-47-1700

FAX:0476-47-6460

6) Kunio SAITOH

都市環境学科東京都文京区春日 1-13-27

TEL:03-3817-1804

FAX:03-3817-1803

機械攪拌翼先端部の噴射攪拌装置から地盤中に固化
引上げ

材スラリーを水平方向に超高圧ジェット噴射しながら，引上げ
正転

回転引き上げを行う。噴射攪拌装置から圧力ｐ＝30～

排土40MPa，吐出量ｑ＝100～300 ℓ/分の超高圧ジェット噴
流は，マッハ 0.6～0.9 と超高圧で噴出されることによ

噴射量に見合う
原土を排土する

り，地盤の切削破壊と同時に撹拌混合される。この高速噴流により切削混合攪拌された混合土は，噴射攪拌装置の背面に瞬時に移動するとともに，さらに機械攪

高圧ジェット噴流
p=30～40MPa
q=150～300ℓ/分

拌翼による攪拌が加えられるため，均質性の高い大口径の改良体が造成される。本工法は，高圧噴射撹拌を
主な改良原理としているため，山留め壁との一体化改良が可能である。また，改良体相互の密着性が高く連図－１

SDM 工法の撹拌混合と排土制御のメカニズム

続的な信頼性が高いソイルストラット（ソイルセメン
N値

トによる先行地中梁）が構築される。
２．３

変位量 (cm)

0 10 20 30 40 50

10

8

6

4

2

0

0

排土制御と施工変位の抑制

0
GL-2m

-2

-2

排土量の制御は，排土スクリュロッドの回転を正転，

2.0

1.5

-4

-4

逆転を組み合わせることで，改良と同時に固化材スラ
-6

-6

改良体

リー混入量に見合った土砂量が排出させる。その結果，

深
度

-8

-8 ｍ

変位抑制が容易に精度良く可能である。この点が機械
-10

-10

撹拌工法にない特徴的な機構である。

SDM工法

GL-12m

-12

-12

地中傾斜計

図－2 は，施工時における杭芯から 2m 離れの地中傾

非排土式

-14

-14

斜計の計測例である。非排土方式と比較すると，1/5～-16

1/10 と大幅な変位低減ができることが確認された 2)。

-16

図－２

施工時における地盤変位計測例

また，図－3 に施工時における改良深度Ｌと改良体側
10

面からの傾斜計位置Ｘの比（X／L）と地盤水平変位量9δの関係を示す。Ｌ＝10m の深度まで施工を行った場

7

水平変位量δ＝1cm で，近接施工による変位は極めて

6

変位は生じないことから，施工環境に優しい地盤改良工法である。
２．４

機械構成

水平変位量δ(cｍ)合，改良体側面からＸ＝1m（X／L＝0.1）において，小さい。また，X／L＞0.4 では、δ≒0cm とほぼ水平

－

8

X

改良域

5

計測点

L

4
3
2
1
0

本工法の施工機械の構成は，SDM－Dy 処理機，超高-1圧ポンプおよびプラントに大別される。SDM－Dy 処理

-2

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

Ｘ／Ｌ

機は三点支持式杭打機を用い，駆動装置は二軸式アースオーガで超高圧耐圧化を施している。固化材をスラ

＋

図－３

0.6

0.7

0.8

0.9

1

Ｘ：離隔距離 Ｌ：削孔長SDM 工法における地盤水平変位量

リー状に調製し，超高圧ポンプを介し，攪拌軸先端の噴射攪拌装置へ圧送する。また，施工管理データは，施工に関するデ－タをプラント側と SDM－Dy 処理機側から検出し，同時に監視し施工管理装置に送信して，自動的に記録される。

３．建築工事における地盤改良工の適用

N値

地盤強度：su [ kN/m2 ]0 10 20 30 40 50 0 10 20 30 40 50 600m

軟弱な埋土や粘性土地盤にて掘削を行う場合，掘削時の山留
め壁の安定が重要な課題となる。一般的には，山留め壁に斜梁
-5m

空打部

12.0m

等を増やして対応する方法，あるいは逆打ち時の 1 層毎の床を補強するなどの方法等が検討される。一方，地盤改良を併用した場合，掘削床付け部の底盤に切梁形状（以後，ストラット状と称す）に地盤改良を施し，掘削時の山留め壁の変形等を抑制-10m
28kN/m 2する設計が行われている。この場合，ストラット状改良の構造ベーン試験の結果▽ 床付け面 GL-12.0m

42kN/m 2

体として機能を確保するため，改良体相互の確実なラップ施工
-15m

改良部

8.0m

や山留め壁との密着施工ができる工法を選定することが必要不可欠となる。さらに，マンション，オフィスビル等が隣接する
近接施工となることが多く，施工時変位が抑制できる工法が良く用いられている。

▽ 改良下端GL-20.0m-20m
47kN/m2

以下に SDM－Dy 工法による地盤改良工法を適用した事例を示す。これらは，本工法の特長である機械撹拌方式と高圧噴射-25m

撹拌方式とを組合わせた大口径改良と高圧噴射撹拌による密着性より，力学的一体性確保の観点から採用された。

図－４４．大規模開削工事におけるソイルストラット事例
４．１

土質柱状図および改良深度

表－１ SDM－Dy 工法の改良仕様

工事概要

改

良

仕

様

本工事は, 臨海地区に面した高層ビル群での施工であり，地上 12 階，

吐出圧力

p

40MPa

地下 1 階，掘削深さ 12m にて計画された建築物である。当該ビルの建築

吐出量

q150ℓ/分地盤強度

su40～50kN/m

設計改良径

D

φ1.9m×2軸て，逆打ち工法が採用された。

固化材混入量aw

172kg/m

４．２

水セメント比

W/C

1.0

打設長

L

20.0m

改良長

Lc

8.0m

施工では工期短縮のため，地盤改良によるソイルストラット構築工と併せ

地盤性状

図－4 に土質柱状図と改良域を示す。沿岸の埋立地域であり，GL-7.0
ｍ以浅は N=2～4 の埋土で構成され，非常に軟弱な埋土である。GL-7.0m
以深は，Ｎ＝1 の沖積海性シルト質粘土で地中連 続壁2

3

杭頭調 査位置ある。地盤強度は su＝28～47kN/㎡であっ基礎杭た。また，床付け付近のベーンせん断強さ

杭No.①
有効 幅 1.5m

は suvane＝42kN/㎡であった。
SDM－Dy 工法における改良仕様=40MPa，吐出量ｑ=150ℓ/分にて施工を行っ

杭No.③
1.5m

改良仕様を表－1 に示す。吐出圧力ｐ

23.8m

４．３

杭No.②

杭No.⑤

2

た。設計強度は qud=1,500kN/m であり，固

杭No.⑥

杭No.④

化材配合量は aw=172kg/m3 にて計画した。
ストラット状の改良配置を図－5 に示す。
SDM－Dy 有効改良径φ1.9m，軸間 1.4m の
1.5m

2 軸施工とし，ストラット有効幅として t＝1.5m を確保した。改良体相互のオーバー

図－５

7.2m

1.5m

7.2m

1.5m

改良体配置および杭頭調査位置図

ラップは 65cm である。また，山留め壁部については，応力の伝施工後の一軸圧縮試験結果（材齢 28 日）

表－２

達を考慮し，改良体を横方向に配置させた。
杭No

４．４

位置

採取コアによる深さ方向の改良品質

SDM－Dy 施工後に品質管理として，オールコアサンプリング

G-1

によりコア採取を行い，材齢 28 日で一軸圧縮強さを調査した。
表－2 に施工後の改良強度を示す。改良強度は，上・中・下層部

A-49

とも q =1,960～2,000 kN/㎡と，設計強度 qud=1,500kN/㎡を上回っ

一軸圧縮強さ標準偏差 変動係数
V（%）
σ(kN/m2)

2

q uf (kN/m )

上

2,028

中

2,051

下

2,024

上

2,000

中

1,970

下

1,921

2,034

126.7

6.2

1,964

129.2

6.6

uf

ている。また，改良強度の変動係数は V=6％と小さく，改良

表－３

床付部の一軸圧縮試験結果(材齢 10 ヶ月)

品質のばらつきは極めて小さく，均一に改良されている。
４．５

杭No.

床付け位置の平面方法の改良品質（１）SDM－Dy 改良体の床付け部調査位置

No.①

ストラット状の改良体構造は，掘削時に軸方向への応力が伝達されるため，改良体の位置精度は重要な要素となる。こ

平均一軸圧縮強さq uf (kN/㎡)

位置

No.③

のため，改良体配置などの施工精度および改良体の強度を調

ラップ部

7,341

非ラップ部

6,099

ラップ部

9,001

非ラップ部

6,216

査した。ストラット部の調査位置を図－6 に示す。建築ビルの掘削工事が進む中，SDM－Dy 施工後，約 10 ヶ月
後に掘り出された SDM－Dy 改良体の床付け部において，1 列のストラット状に改良された 6 本の改良体を調査した。
（２）平面コア採取による改良土 quf の分布
SDM－Dｙ改良体の杭頭部から平面コアをハンドコア機にて，ラップ部と非ラップ部からφ66mm サンプラーで53 本の供試体を採取した。各改良位置別の一軸圧縮強さを表－3 に示す。改良体の非ラップ部の一軸圧縮強さは，
quf =6,100～6,200kN/m2 であり，ラップ部は quf =7,300～9,000kN/m2 と非ラップ部より 1,200～2,800kN/m2 ほど高い値を示している。なお，この点については，高圧ジェット撹拌のため，ラップ部の混合撹拌が 2 回重なったことにより，強度増加したものと判断される。
表－４

SDM－Dy 改良径の測定結果

1,870

3,000

杭No

軸

①
1.87m

②
1.95m

③
2.05m

④
1.98m

⑤
2.05m

⑥
1.92m

左軸

1.88m

1.86m

2.00m

－

2.00m

1.94m

接合幅（mm）

No38

杭 No.①右軸

杭径（mm）

1,880
設計位置

1,200

実測位置
1,950

2,850

杭 No.②

No39
1,855
1,498
2,050

2,850

杭 No.③

No40
2,000

1,440
2,850

杭 No.⑤

No65

1,940

No41

1,920

2,000

1,670

2,050

No66

1,746

1,583

2,850

杭 No.⑥1,980

杭 No.④No42

写真－２

床付け部の SDM-Dy 改良体状況

図－６

SDM－Dy 改良体の形状調査結果

（３）改良体の施工精度および改良形状の評価確認
ストラット部の改良体状況を写真－2 に示す。6 本の改良体を露出させ，改良径および改良体相互の接合幅を測定した。その結果，改良体相互のストラット有効幅は，ほぼ t=1.5ｍが確保され，設計値と同程度であった。改良体の施工精度は，改良体が直線性に富み，施工管理の精度が高いと判断された。また，山留め壁近傍の改良体は山留め壁にしっかりと密着されていた。
図－6 は，SDM－Dy 改良体の改良径と改良体相互のラップ幅のスケッチ図と測定数値を示す。また，表－4 にSDM-Dy 改良体 6 本の左右軸の改良径を示す。改良径は，最小φ1.87m，最大φ2.05m で平均改良径φ1.95m であった。調査深さにおける原地盤の地盤強度は，当初計画時の GL-12ｍ付近の床付け位置では，su=28kN/m2 であった。床付け面の露出調査で行った原位置ベーン試験結果では，suvane=42kN/m2 と計画時の値を上廻っている。地盤
強度と改良径の関係では，改良体下部の地盤強度 su=46kN/m2 で，SDM－Dy 設計改良径は 40＜su≦50 kN/m2 の場
合，有効改良径φ1.9ｍとしており 3)，実測改良径φ1.95ｍと同等であることが検証された。

５．建築物における直接基礎事例
ここでは，水処理施設における管理機械棟の基礎に対し，支持力増加を改良目的とした直接基礎のための改良事例を示す。
５．１

地盤性状

図－7 に施工断面図および柱状図を示す。GL-5m 以浅まで N＜
10 の 埋 土 が 堆 積 し て お り ，

16.8m

0.0

施工基面：TP+2.00
0 10 20 30 40 50

GL-5m 以深は，15m 程度の N＝0-5.0のシルト層が厚く堆積している。
-10.0

Wn=225%，液性限界 WL=139%，
塑性限界 WP=61.8%と，非常に鋭

ap=84%
Fc=775kN/m2

-15.0

31.8m

SDM-Dy：φ2.1m×2軸分が混入しており，含水比は，

23.8m
26.0m

また，このシルト層上部は，有機-20.0

敏性の高い土である。また，有機混じりシルトは，自立不能であっ-25.0

た。GL-20m 以深より N≒15 程度の緩い砂層が堆積し，GL-26m か

-30.0

図－７

施工断面図および柱状図

図－８

改良体配置図ら N＞30 の砂層を支持層とした。
５．２

採用経緯および改良仕様

当該現場は，埋立より 2 年間が経過しているため，原地盤は沈下進行中である。また，場内はさらに 1.2m 盛土され，杭基礎を採用した場合，躯体底盤部に空隙が生じ，突出杭形状となると判断された。このような超軟弱地
盤に基礎杭を採用した場合，鉛直支持力を確保できたとしても，突出した杭となり，地震時の横抵抗を確保する
ことが困難となる。よって，地盤改良による直接基礎が採用された。
図－8 に改良体配置図を示す。シルト層下部の粘着力は su=40kN/m2 より，改良径は D＝φ2.1m に設定し，軸間は L＝2.0m として計画した。また，4 方向に対し，10cm のオーバーラップを確保したブロック配置とした。なお，
改良強度は，Fc=775kN/m2 である。施工時の固化材配合量は，セメント系固化材を用い，上部有機質シルトは aw=205kg/m3，下部シルト層では aw =180kg/m3 した。

５．３

排土状況，改良出来型および改良品質

写真－3 は排出土状況を示す。排出土は，施工時における排土スクリューにより排出される。また，排土量は，固化材スラリー混入量と同等程度であった。この排出土はセメント安定処理を行い，盛土材として再利用した。
写真－4 は出来型状況を示す。改良径 D＝φ2.1m が確保され，改良体相互が一体化されていた。また，写真－5に改良コアの採取状況を示す。改良後の一軸圧縮強さは
quf =2,800kN/m2 であり，所定の強度を十分満足しており，改良コアも連続性が高い結果が得られている。

６．まとめ
建築工事における SDM－Dy 工法の適用は，仮設時の補助工法だけでなく，本設時のソイルセメントコラムと

写真－３

排出土状況

写真－４

改良体出来型状況しても適用されている。機械撹拌方式と高圧噴射方式を組み合わせた本複合改良技術により，大口径の改良体を造成するとともに，山留め壁への密着施工を可能にし，改良体相互のラップの信頼性を高めた。また，施工時に排土を行うことにより低変位施工が可能であり，近接施工に適用した工法と考える。特に仮設時には，ソイルス
トラット状の改良形式を採用することで，大幅な工費縮減・工期短縮が期待できる。

【参考文献】
1) 鈴木孝一・西尾経・田中信哉・松岡大介・齋藤邦夫：SDM 工法（高速低変位深層混合処理工法）－機械攪拌
併用高圧噴射攪拌による地盤変位の抑制制御型工法の概要と施工事例－，基礎工，Vol.37，NO.5，pp.88～90，
2009.5

写真－５

コア採取状況

2) 鈴木孝一・西尾経：機械排土式低変位高圧噴射攪拌工法－SDM 工法と LDis 工法の設計・施工－，軟弱地盤の改良⑩，総合土木研究所，pp.89～96，1999.11
3) SDM－Dy 工法

技術・標準積算資料（第 2 版），2006.12，小野田ケミコ株式会社

4) 鈴木孝一・西尾経・松岡大介・河野貴穂・田屋祐司・齋藤邦夫：開削に伴う山留め壁の安定を目的とした切梁形式によるハイブリッド攪拌工法の適用，第 9 回地盤改良シンポジウム，2010.11 投稿中

縦型回転式攪拌中層改良工法の適用性と改良特性－ツイン・ブレードミキシング工法－
小野田ケミコ株式会社
中央大学
１.

理工学部

鈴木

孝一＊1)，西尾経＊2)田中信哉＊3)，木下

和徳＊4)

齋藤

邦夫＊5)

はじめに

近年の地盤改良工事では，深度 10ｍ前後を改良域とした中層域改良の需要が高まっている。この領域を改良する場合，従来は，三点支持式杭打機をベースマシンとする施工機が用いられてきた。しかしながら，施工機械が大型であることから，施工効率や施工コストの点で課題とされ，その改善が求められている。このような背景から，浅層から中層・深層域改良を効率的に行う方法として，汎用性の高いバックホウをベースマシンとし，そのアーム先端に縦型回転式の攪拌混合装置を装着した地盤改良施工機であるツイン・ブレー
ドミキシング工法（以下 TB 工法と略記する）が実用化され，地盤改良の省エネルギー化が図られている。
ここでは，深度 1ｍ～2ｍの浅層域から深度 13ｍまでの中層・深層域まで改良可能な TB 施工機の適用性と改良特性について述べる。本工法の攪拌混合方式は，攪拌翼を縦型に回転させることで，縦型に配置した複数のブレードで細かく攪拌混合し，ばらつきの少ない品質の改良体が造成できる機能を持つ。本工法の改良
品質の確認を行うため，各土質による改良強度の変動係数，コア採取率および RQD 値等を調査した。また，
泥炭性軟弱地盤の施工事例を基に同様に改良特性を評価し，ばらつきの少ない改良体が造成できることを検証した。
２．工法概要２．１

TB 工法の概要

TB 工法は，汎用のバックホウのアーム先端部に鉛直方向に回転する専用の縦型回転攪拌装置が装備され，直径φ1.5ｍ×幅Ｂ1.5ｍの大径攪拌翼により，改良断面積 A=2.25ｍ2 の正方形状の改良体を造成する工法である。写真－１は TB 工法の施工状況である。攪拌駆動装置は，TB 攪拌装置内に格納されており，安定した回転トルクを攪拌翼に伝達することができる。また，改良形状は，縦型回転する攪拌の写真－１

鉄道近接部による TB 施工状況

ため，改良幅を 1.0ｍ～1.5ｍに設定することで，□1.0ｍ×1.5ｍの長方形から□1.5ｍ×1.5ｍの正方形まで選択することが可能であり，目的に応じて幅広く適用で＊1)Koichi SUZUKI＊

2)Wataru NISHIO

東京都荒川区東日暮里 3-11-17

営業本部

TEL:03-5615-7035

FAX:03-5615-7022

東京都荒川区東日暮里 3-11-17

技術本部

TEL:03-5615-7044

FAX:03-5615-7022＊

3)Nobuya TANAKA

東京都荒川区東日暮里 3-11-17

技術設計部

TEL:03-5615-7036

FAX:03-5615-7022＊

4) Kazunori KINOSHITA

北海道札幌市中央区北 3 条西 1-1

札幌支店

TEL:011-219-6560

FAX:011-219-7887＊

5)Kunio SAITOH

東京都文京区春日 1-13-27

都市環境学科TEL:03-3817-1804

FAX:03-3817-1803

きるように工夫されている。
２．２

改良幅（ｍ）

攪拌混合メカニズム

1.5m
0

本工法の攪拌混合メカニズムは，施工時の貫入・引

引抜撹拌

上部吐出口

抜きによる攪拌工程において，攪拌翼に組み込んだ攪
拌ブレードを鉛直に一定速度で回転させながら，固化混合する攪拌翼ブレードの軌跡概念図である。この軌

改良深度（ｍ）

用している。図－１は，TB 工法の攪拌翼構造と攪拌

φ1.5m

1

材スラリーと対象土を強制的に攪拌混合する機構を採2

跡図は，1 つの攪拌翼軸における標準的な攪拌回転数
約 30rpm の 1/2 の回転速度で示している。実際の軌跡
数は，4 つの攪拌翼軸が同時に回転することから，こ1.5m

1.0m～1.5m

3

下部吐出口

の 8 倍の軌跡密度の軌跡となる。さらに 4 つの攪拌翼攪拌翼

軸にそれぞれ取り付けた攪拌ブレードの軌跡は，他の

図－１

貫入撹拌

TB 攪拌翼構造と軌跡概念図

攪拌翼のブレード軌跡と重なることのないように位相している 1),2),3)。これらの攪拌混合メカニズムにより，固（Ａ）

化材スラリーと対象土とが効率的に攪拌・混合され，均質性の高い改良柱体の造成が図れる。
２．３

TB 施工機の開発

浅層域から中・深層域の適用範囲への需要の要請から，

TB 攪拌装置

施工深度 13ｍ

改良可能深さ 1ｍ～13ｍと浅層から中層・深層域までの広範囲な改良が可能な施工機の開発・実用化を図った。
写真－２は，深度 13ｍまで改良可能な長尺 TB 施工機
で，写真中(A)に TB 攪拌翼部を示す。また，写真－３は，深度 4.5ｍまでの浅層・中層域を攪拌混合対象とする施工機である。表－１に施工深度に応じた各種 TB 機種の選定仕様を示す。
長尺 TB14M 施工機は，特殊長尺ビームを装着する専用バックホウで構成している。一方，短尺の TB－S 施工
機は，汎用バックホウで可能である。このため，いずれ

写真－２

バックホウ

TB 攪拌翼翼径
φ1.5m

攪拌回転翼 幅
Ｂ＝1.0～1.5m

TB14M 型長尺施工機

も施工機の移動が速く，攪拌装置の着脱も容易であることから機動性が高い。また，長尺 TB14M 施工機の空頭高さは，従来の三点支持式杭打機を用いる工法の場合と較べ，
的小型軽量であり，従来工法と比較して接地圧が小さく，

表－１

TB 施工機仕様

形 式

ＴＢ－Ｓ

ＴＢ７Ｍ

ＴＢ９Ｍ

ＴＢ12Ｍ

ＴＢ14Ｍ

適用深度

４ｍ

６ｍ

８ｍ

１１ｍ

１３ｍ

攪拌翼形状

２

矩形改良 □1.5ｍ×1.5ｍ（Ａ＝2.25ｍ ）施工深度 4.5ｍ

約 1/2 程度まで抑制できる。いずれの機種も施工機は比較
TB 攪拌装置

バックホウ
翼径φ1.5m

TB 攪拌翼

写真－３

TB－S 型施工機

トラフィカビリティも高い。
２．４

適用土質と適用範囲

表－２に TB 工法の適用土質を示す。砂質地盤ではＮ≦15，粘性土地盤ではＮ≦5(su≦50kN/㎡），泥炭を含む腐植土では，含水比ｗn≦1000％まで適用可能である。同表を超える地盤条件の場合には，事前に試験施工を行ない，適用性を判断することを推奨したい 1)。
２．５

表－２

水平翼攪拌工法(従来工法)との改良体配置比較

適用土質

土質

地盤条件

砂質土

Ｎ ≦15

面改良，格子状改良が可能で，施工の目的に応じた改良形式を選択する

粘性土

Ｎ ≦5
(ｓ u ≦50kN/㎡)

ことができる。図－２に全面改良を目的とした時の従来工法と TB 工法

腐植土

ｗ ≦1000％

TB 工法による改良基本形状は，□1.5ｍ×1.5ｍの矩形形状である。この形状を単独，あるいは自在に組み合わせることにより，杭式改良，全との改良体配置を比較した。従来工法の改良体配置では，円形改良のためラップが必要となり，ラップロス面積は全体面積の約20％を占めている。TB 工法では，断面形状を矩形形状としていることから，改良体間のラップを必要としない(a)TB工法
全面改良配置ため，改良効率がよい。改良断面積で比較すると，TB工法では，1 本あたり改良断面積は A=2.25ｍ2 である。
従来工法では，改良径をφ1.0ｍ×2 軸式とすると，1 セッ
トあたりの改良断面積は A=1.5ｍ2 となる。両者を比較す(ｂ)従来工法（水平攪拌翼工法）
全面改良配置ると，TB 工法の改良断面積は従来工法と較べ，単純に1.5 倍である。図－２で同面積に配置した施工本数を比較
すると，二軸式の従来工法では，約 15 セット（30 本）
に対し，TB 工法は 8 本と施工数量が大幅に減少する 4)。

：ラップ部

このようなことからも，TB 工法は施工効率が高いこと

図－２ TB 工法と従来工法との全面改良配置比較が理解される。
２．６

施工方法

TB 工法の施工方法では，深度 4.5ｍまでの浅層①機械セット

杭式改良とすることが多い。図－３には，杭式改

⑤施工完了
②貫入撹拌
下部吐出

良の標準的な施工手順を示す。まず，①施工予定箇所に施工機械を移動し，その位置と TB 攪拌装③定位置撹拌
吐出位置切替

置の垂直性を確認する。②攪拌翼を回転させ，規経過時間（分）
施工基面

時
：下

部
吐

→

改
良
体

下部吐出口
入

出
→

上部吐出口

引

抜

することができる。次いで③改良下端まで貫入後，貫出

吐出口から吐出を開始し，攪拌混合する。改良深部
吐定配合の固化材スラリー(q=100～200ℓ/分)を下部
度は，新たに開発した差圧式深度計によって確認

④引抜撹拌
上部吐出

時
：上

域の場合はブロック状改良，それ以深の改良では定位置攪拌を行い，スラリーの吐出位置を上部吐出口に切り替える。④スラリーを噴射攪拌させな
がら TB 攪拌装置を引き上げる。⑤固化材スラリ

下部吐出

図－３

上部吐出

TB 工法の杭式改良標準施工方法

ー吐出および攪拌翼の回転を停止し，施工を完了す
る 1)。
２．７

TB 施工管理装置
傾斜計(ＴＢ撹拌装置の傾斜角）

本工法では，施工精度および改良品質を確保するため，オペレータがリアルタイムに施工状況を把握

傾斜

モニタ画面

しながら管理する専用の施工管理装置を装備してい

深度計
(深度)

る。図－４は，TB 施工管理装置の構成である。管

流量計(固化材スラリー吐出量)回転計(撹拌翼回転数）

理装置の測定精度は，施工深度が±１cm，傾斜角度が±0.1°で管理することができる。施工管理方法は，
回転

深度，傾斜，スラリー流量および攪拌回転数を計測しながら，モニタ画面で確認できるリアルタイムシ

改良長

ステムである。オペレータは，決められた管理値と実測値を比較しながら，施工機械を操作し，改良体改良体の品質を確保することが可能である。計測結果は，
図－４ TB 施工管理装置の構成

記憶媒体に記録され，施工管理チャートとして出力される。施工管理チャートには，深度，TB 攪拌装置の傾斜角度，スラリー積算吐出量および攪拌翼回転数がそ

全面改良
継ぎ目部

れぞれ表示され，施工状況の検証が可能である。
３.

TB 改良体の改良品質

３．１

1.53m

1.57m

1.58m

改良形状の確認

3.05m
3.06m

1.52m

写真－４は，建設技術審査証明取得における立会い試

1.56m

全面改良
2本

験の際に TB 改良体を掘り出した状況である。杭式改良
杭式改良
1本および全面改良を想定した２柱本が接した連続施工の形状が確認できた。
改良体寸法は，1 辺の平均長さは 1.56ｍで，TB 攪拌翼

写真－４ 改良体の掘り出し状況

径の 1.50ｍより 6cm 程度大きく造成されていた 5)。
全面改良を想定した 2 柱本の改良体相互の継ぎ目

表－３ 改良強度の変動係数

部分は両者が一体化していることが確認できた。
平均値

３．２

各土質別の改良品質評価（１） 改良強度の変動係数
各土質を対象に TB 改良体の改良品質を評価する
ため，13 箇所の現場において，深度方向の改良

深度方向
最大値
(深度コア)
最小値
平均値
平面方向
最大値
(頭部コア)
最小値

土質別の変動係数V（％）

全土質
変動係数V
（％）

砂質土

粘性土

19.0

18.0

18.8

17.8

23.7

24.3

24.1

23.8

23.6

24.3

5.0

5.0

11.5

7.3

23.4

20.9

19.1

21.0

22.2

21.2

24.4

23.7

21.2

24.4

22.9

16.8

16.8

20.8

21.0

18.3

有機質土 ローム土

体コアおよび平面方向の改良体コアの改良強度のばらつきを評価した。改良強度確認のための採取方法は，
深度コアではボーリングサンプリングによった。また，頭部コアは，改良体頭部からハンドコアカッタを用いて採取した。各土質において採取した深度コアおよび頭部コアの一軸圧縮強さ quf を測定し，土質別に改良強度の変動係数 V を算定した。表－３に各土質における改良強度の変動係数を示す。深度コアの平均変動係数は，砂質土 V=18.0％，粘性土 V=18.8％，有機質土 V=17.8％およびローム土 V=23.7％で，ローム土がやや高い傾向にあった。また，頭部コアの平均変動係数は，砂質土 V=19.1％，粘性土 V=21.0％，有機質土 V=22.2％

およびローム土 V=21.2％であった 4)。なお，従来の水平翼攪拌工法の変動係数は，概ね V=20％～40％6)とされており，本工法は各土質とも均一性は高いと判断される。
（２）改良体のコア採取率および RQD 値
改良体の連続した品質を確認するため，攪拌混合の程度を示すコア採取率および RQD 値を評価の指標として，改良体の品質を評価した。表－４に各土質別のコア採取率および RQD 値を示す。TB 改良体のコア採取率は，改良体の全長において，全土質の平均値は 99.2％，最小値は 95.9％であり，日本建築学会の評価指標 8)として示される砂質土 95％以上および粘性土 90％以上を上回っている。また，改良体の１ｍ毎の評価では，全土質の平均値 99.1％，最小値 91.0％である。各土質の最小値は，砂質土 96.0％，粘性土 95.0％，有機質土 93.0％およびローム土 91.0％であった。１ｍ毎のコア採取率も同評価指標である砂質土 90％以上および
粘性土 85％以上を上回っていた。改良土コアの連続性を示す RQD 値では，改良土１ｍ毎の全土質において，平均値 93.9％，最小値 75.0％であり，RQD 値の評価指標の「良い」以上であった 4)。
４．泥炭性地盤における改良品質
ここでは，泥炭性軟弱地盤を対象とした適用事例とその施工性および改良品質について述べる。北海道内において，TB 工法を実施した５地域・８現場について，改良体の強度特性，品質並びに厳冬期における施工環境と品質確保について評価・検証した結果を示す。なお，改良土の採取は，スリーブ内蔵式二重管サン
プラー（試料径φ68mm），または，三重管サンプラー（試料径φ80mm）により行った。また，改良土の評
価は，採取した改良土コアについて，RQD 値の評価および一軸圧縮強度試験により行った。
４．１

表－４ コア採取率および RQD 値結果

各現場の TB 施工仕様

した５地域・８現場の施工仕様と土ている。施工事例は下部に粘性土がある３現場では，従来機械攪拌工法

砂質土

粘性土

有機質土 ローム土

ボーリングコア
全長のコア採取率(%)

平均値

99.2

99.8

99.5

99.7

98.4

最小値

95.9

98.5

98.4

98.6

95.9

ボーリングコア1mごとのコア採取率(%)

平均値

99.1

99.9

99.4

99.7

98.0

最小値

91.0

96.0

95.0

93.0

91.0

ボーリングコア1ｍ
ごとのＲＱＤ値(%)

平均値

93.9

94.3

92.9

95.4

92.6

最小値

75.0

75.0

76.0

76.0

77.0

質性状を示す。対象泥炭の含水比
wn=150％～670％と高含水比を示し

土質別

全土質

表－５は，TB 工法において実施と同様に土質に応じた配合量を変えた２層改良による施工がなされている。

表－５ 各工事の施工仕様
工事名

室蘭本線
支持力増加

当別町

川向中通

山本川下

妹背牛

沈下低減

ｋh増加

沈下低減

すべり防止
□ 1.5m×1.5m

この施工方法は，TB

工事目的

工法の大きな特徴的

改良形状□ 1.5m×1.5m□ 1.5m×1.5m□ 1.5m×1.5m□ 1.5m×1.5m

改良率

100％

100％

100％

50％

100％

打設長（ｍ）

2.1～5.9

6.2～6.7

5.0～5.9

6.0

1.5～3.0

改良率はａ s ＝100％

改良長（ｍ）

1.7～5.9

5.5～6.7

2.5～3.9

4.4～5.0

1.5～3.0が多いが，ａs＝50％

空打ち長（ｍ）

0～0.4

0～0.4

2.0～2.5

1.0～1.6

0

改良材

ｹﾐｺC-201

泥炭用固化材

ｹﾐｺC-201

泥炭用固化材

一般軟弱土用配合量

泥炭部 190

泥炭部 195

3（kg/m ）
水改良材比

粘性土182

粘土部 96

235

200

100%

100%

100%

100%

qu（ kN/㎡）

170

200

100

200

な施工方式である｡とした事例もあり，
改良形式が多彩に選定できる。

対象土wn（％）

沈下低減

泥炭

288

粘性土 62

泥炭618

粘性土 42

泥炭

677

泥炭150～510①170～180
②210
100%
200
泥炭 313
粘性土 82

表－６ 各現場における土層毎の現場改良強度の変動係数
項
泥
炭
層

粘
土
層

４．２

目

平均改良強度quf( ｋN/㎡）
標準偏差
σｎ- 1(ｋN/㎡）
変動係数V（％）
平均改良強度quf( ｋN/㎡）
標準偏差
σｎ- 1(ｋN/㎡）
変動係数V（％）

室蘭本線 室蘭本線 室蘭本線
①
②
⑤

当別町

川向中通 川向中通
山本川下
④
⑥

妹背牛

241

331

224

318

143

195

406

271

45

50

33

71

12

48

88

32

18.5

15.0

14.8

22.3

8.4

24.4

21.7

11.8

224

339

－

322

391

－

－

－

32

54

－

47

97

－

－

－

14.4

15.9

－

14.6

24.8

－

－

－

TB 改良地盤の品質評価（１）改良体コアの連続性
各現場の採取コアにより，改良体の連続性を RQD 値にて評価した。各現場の深度方向の RQD 値を図－５に示す。泥炭部における改良体の採取コアの RQD 値は，83～100％の範囲にあり，概ね 90％以上が得られている。以上から泥炭性軟弱地盤を改良した
図－５ 各現場の深度方向 RQD 値

場合の TB 工法の改良品質は連続性が高く，均一に攪拌されていることが検証された。
（２）現場強度の変動係数
表－６は，各現場における土層毎の現場改良強度 quf の変動係数である。泥炭部の改良強度の変動係数は，V=8～24％が得られている。また，粘性土層の変動係数は，V=14～25％が得られている。
（３）冬期施工時における改良品質
写真－５は，妹背牛工事の冬期施工状況を示す。
施工時期は，1 月から 2 月期の厳冬期中の施工であ

写真－５ 妹背牛工事の冬季施工状況

る。図－６は，その施工期間中の外気温の記録を示す。最低気温は-17.7℃で，平均気温-7.1℃と氷点下の施工環境であった。その他の２現場は最低気温は
氷点下を示したが，平均気温は 0.2℃～2℃であった。
改良天端の養生対策として，外気温が氷点下になった妹背牛現場では，表層部まで改良しているため，隆起残土を杭頭部に覆土した。さらにその上部に積雪を被せて改良体天端部の凍結防止対策を図った。
なお，山本川下工事では，最低気温-8.9℃の氷点下であったが，1ｍ～1.6

図－６ 施工期間中の外気温

ｍ深さの空打ちがある

表－７ 冬期施工現場の外気温および現場強度の変動係数施工であった。そのため，表層部までの改良がないことから，改良体天端部の養生は必要

工事名

外気温（℃）

泥炭層の現場強度

強度判定

備

考

最高気温

最低気温

平均気温

変動係数Vquf（％）

室蘭本線①

4.2

-14.1

0.2

18.5

設計値以上 空打ち有り 養生中の杭頭温度 30℃程度

山本川下

9.1

-8.9

2.2

21.7

設計値以上 空打ちあり（1.0～1.6m）

妹背牛

2.3

-17.7

-7.1

11.8

設計値以上 空打ちなし

なく凍上の対策は不要であった。
表－７は，TB 施工において冬期施工となった３現場の外気温と改良強度の変動係数を示す。各現場の最低
外気温が氷点下での施工環境においても，改良品質は設計値以上を確保でき，変動係数は V=12％～22％と高い品質を確保することができた。
５．まとめ
中層域を対象とする地盤改良において，TB 工法は，縦型回転攪拌により，高い施工効率や全面改良時に矩形状であり，ラップロスが少ないことが確認された。また，各土質別の改良品質では，改良強度の変動
係数 V が 25％であった。さらにコア採取率および RQD 値の結果も良好であったことから，TB 工法の改良
品質が良好であることが確認され，品質の高い改良体が得られているなど，今後，建築基礎等への適用拡大が期待される。また，北海道内に広く分布する泥炭性軟弱地盤への適用においては，既報にも示しているが，さらに現場データを収集し確認した結果，高い改良品質が得られている。また，冬期施工時の氷点下の施工環境下においても，本工法の施工性は高く，改良体天端の養生は，隆起残土を杭頭部に覆土する等の養生対策を行う方法や，空打ち施工が可能な場合には特段の養生が不要等で，改良強度確保が可能であることが確認されている。
本工法は，さらなる適用範囲を拡大するために，浅層・中層域用の TB－S 施工機から中層・深層域用のTB14M 施工機まで用途に応じ対応可能である。なお，本工法は，社団法人日本建設機械化協会より平成 22
年 6 月に建設技術審査証明を取得したことを付記する。
【参考文献】
1)鈴木孝一・西尾経・田中信哉・齋藤邦夫：ツイン・ブレードミキシング工法－縦型回転攪拌混合方式を用いた
矩形中層改良工法の改良機構と施工事例－，pp.60～62，基礎工，Vol.37，2009.5
2)鈴木孝一・西尾経・伊藤達也・齋藤邦夫：ツイン・ブレードミキシング工法－縦型回転混合攪拌方式による中層混合処理工法－，建設機械，535，Vol.45，NO.9，pp.56～59， 2009.9
3)山内良輔・斉藤貴視・齋藤邦夫・鈴木孝一・西尾経・古澤政夫・木下和徳：泥炭性地盤おける縦型回転攪拌中層改良工法による改良品質評価，土質基礎に関する「新工法・新技術」技術報告会，北海道土木技術会，pp.23～30，2010.1
4)鈴木孝一・西尾経・末島錬寿郎・齋藤邦夫：縦型回転式攪拌工法の長尺施工および改良品質評価，第 9 回地盤改良シンポジウム，2010.11 投稿中
5)社団法人 日本建設機械化協会編：ツイン・ブレードミキシング工法建設技術審査証明報告書，2010.9
6)地盤工学会 地盤改良効果の予測と実際編集委員会編：地盤改良効果の予測と実際，pp.215～216，2000.2

ベントナイト混合土充填マットによる堤防の質的強化技術（リバーベント工法）の紹介(株)大林組

野地朋和、浜井邦彦、山田宏

旭化成ジオテック(株)鍋嶋靖浩

アキュテック(株)稲元裕二、溝渕健一郎(株)ホージュン

水野正之

１． はじめに
近年、地球温暖化に伴う気候変動の影響により各地で過去に例を見ない局地的豪雨が多数記録されている。
また、河川堤防近傍での高度な土地利用など我が国特有の国土条件から、ひとたび堤防が決壊すると被害は深刻なものとなる。特に、平成 16 年の円山川、同 21 年の佐用川の堤防決壊に代表されるように、人的・物的被害を伴う大規模な水害がここ数年増加傾向にある。今後も同様の水害発生が危惧されており、効果的な治水対策が求められている。
これらを背景に、筆者らは、ベントナイトで充填されたマットを用いて河川堤防の川表側のり面を被覆することで、河川水位上昇に伴う堤防の浸透破壊を防止する技術（リバーベント工法）を開発した。本文は、リバーベント工法の概要、性能検証結果、試験施工結果について報告するものである。
２．リバーベント工法の概要
図-1 に、リバーベント工法の標準断面および遮水原理を示す。本工法は、遮水層と緑化層の 2 層からなり、遮水層はマット内に充填されたベントナイト混合土にて形成する。これはベントナイトの吸水膨潤作用を利用したものであり、布製型枠（マット）の上面と下面が連結糸により結束されているため、ベントナイト混
合土自体の体積膨張が抑えられ、ベントナイトが粒子間の空隙（水みち）を閉塞することにより遮水性能を発揮するものである。
天端道路

洪水時
水位上昇

布製型枠
連結糸

遮水層（マット）
断面写真

高水敷

図-1

ベントナイト混合土
ベントナイトは水と触れると膨潤反応を示す。布製型枠で拘束されるため容積は変化せず、粒子間の空隙(水みち)がなくなることで遮水層が形成
される。

河川堤防

堤体地盤の土質特性により
川表遮水工(矢板工)併用

H.W.L

吸
水

緑化層

リバーベント工法

膨潤

リバーベント工法の標準断面および遮水原理

Tomokazu Noji、 Kunihiko Hamai、 Hiroshi Yamada
東京都港区港南 2-15-2 （株）大林組 本社生産技術本部土工技術部

TEL.03-5769-1302

FAX.03-5769-1978

Yasuhiro Nabeshima、
東京都中央区蛎殻町 1-39-5 旭化成ジオテック（株）環境資材事業部技術部

TEL.03-5652-3887

FAX.03-5652-3910

Yuji Inamoto、 Kenichiro Mizobuchi
大阪府東大阪市荒川 3-11-18 アキュテック（株）

TEL.06-6730-7812

FAX.06-6730-7814

Masayuki Mizuno
愛知県東海市南柴田町口ノ割 95-6 （株）ホージュン

西日本営業所

10cm

層
緑化
）
ット
（マ
層
水
遮

H.W.L

拘束

川表(堤外)側TEL.052-603-8601

FAX.052-603-8615

リバーベント工法の主な特徴を以下に示す。
¾

遮水シートと同等の遮水性能を有し、堤体への河川水の浸透を抑制できる。

¾

緑化層は緑化補助材（植生ネット）を介して遮水層に連結されているため、従来の緑化系護岸に比べて耐流速性能を向上できる。また、万が一洪水により緑化層が流出した場合でも容易に再緑化が可能である。

¾

遮水層は土質材料にて形成されているため、堤体の沈下などの変形に対する追随性を有している。また、万が一流木などの衝撃により遮水層に水みちが発生しても、ベントナイトの再膨潤作用により自己修復が期待できるため、メンテナンスフリーで長期にわたり遮水性能を維持できる。

¾

敷設した布製型枠内に気乾状態のベントナイト混合土を空気圧送充填し、吹付により緑化するだけなので、従来工法（遮水シート＋連節ブロック＋覆土＋植生）に比べて大幅な工期短縮が可能である。

３．性能検証（1）遮水性能の検証
リバーベント工法では、従来の堤防強化工法に用いられる遮水シートと同等の遮水性能を有することを目標としている。目標とする透水係数 k（cm/sec）を、本工法の遮水層の厚さ 10cm に換算すると、
k=1×10-6cm/sec と算定できる 1）。一方、本工法の遮水層に用いる充填材料のコストダウンを目的として、
ベントナイトに砂質土を加えた混合材料とすることを標準とした。この混合材料の配合比率を決定する
ため、配合比率をパラメータとした室内透水試験を実施した。なお、材料のバラツキを考慮し、本工法における透水係数の目標値は、上記より 1 オーダー厳しい k=1×10-7cm/sec と設定した。
① 試験条件表-1

表-1 に室内透水試験の試験条件を示す。

項目
材
料

試験条件
条件

試験法

変水位法(JIS A 1218)

ベントナイト

粒状ベントナイト(D≒1mm)砂

単粒砂(D≦2mm)

ベントナイト含有量 30、50、70、100％
供試体作成密度最小密度相当(緩詰め)② 試験結果試験結果として、ベントナイト含有量と透水係数の関係を図-2 に示す。ベントナイト含有量が 30%以上あれば、所定の遮水性能を満足できると考え、本工法の標準配合を 30％とした。

（10:0）（7:3）（5:5）

1.0E-09
1.0E-08（3:7）
1.0E-07
1.0E-06
20

30

40

50

60

70

80

90

100

透水係数 cm/s

1.0E-10

透水試験状況

ベントナイト含有量(乾燥重量比）％

図-2

室内透水試験結果

試験後の供試体

（2）耐流速性能の検証
1）安定検討一般的な護岸の安定検討手法（文献 2））に基づいて、マットの滑動に対する安定検討を実施した。
① 検討条件
検討条件を表-2 に、安定検討式を式-(a)にそれぞれ示す。なお、のり勾配が 1：1.5 より緩く、マット同士は面ファスナーによって接合されているため、流体力が破壊の主要因となるモデルである「滑動-群体」モデル（表-3）として検討する。
表-2
項目

検討条件

諸元

検討モデル

備考

｢滑動-群体｣ 表-3参照

設計水深

10m

利根川の中～下流域(セグメント2)をモデルとした。

代表流速

5m/s

従来工法（連節ブロック）の設計流速に準拠3）した。

揚力 L、抗力 D による滑動力（左辺）と摩擦抵抗力

マット

①

L

（右辺）が、式-(a)を満足すれば、マットは滑動に対Fs・sinσ

し安全である（図-3）。
2

2 1/2

(D +(Ww・sinθ) ) ≦μ(Ww・cosθ－L)μ・
Ww・・・(a)

θsin

Ww・cosθθ：摩擦係数

Ww：水中マット重量
表-3

Ww

堤体

①の方向から見た力

マット

護岸の構造モデル

Fs
流向

D
σ

図-3

Ww・sinθ

力のつり合いモデル② 検討結果3.5

5.0 の場合における、代表流速 1～6m/s

3.0での安全率を図-4 に示す。

2.5

リバーベント工法は理論上、1：3.0 より緩い勾配において、連節ブロックと同安全率

設計水深 10m、のり勾配 1：1.0～1：

1m/s
2m/s
3m/s
4m/s
5m/s
6m/s

2.0
1.5

等である流速 5m/s までの耐流速性能が1.0あることが分かる。

0.5
0.0
1

2

図-4

3
のり勾配 １：ｎ

4のり面勾配と安全率の関係

52）水理実験
前述の性能検証結果を実証するため、下記の要領にて水理実験を実施した。
① 実験方法および条件
水理実験の状況を図-5 に示す。水槽（水路長 9.0m、幅 0.3m）の中に、リバーベント工法の標準的な断面構造（遮水層の厚さ：10cm、緑化層の厚さ：5cm）の供試体（長さ 1.0m、幅 0.3m）を 3 体並べ、流速を増加させながら流水し、安定性および侵食状況を観察した。
水路長
水路長9m
9m

5 ｍ /ｓ

水流方向
水流方向

上流側タンク

緑化層
供試体

マット
下流側タンク

実物大水理実験
実物大水理実験図-5

実物大マットを用いた水理実験状況

実験ケースとその条件を表-4 に示す。充填材料は、所定の表-4

遮水性能および耐流速性能を確保でき、実験条件として安全

ケース

ベントナイト含有量(％)

緑化層

Case1

50

植生基材

Case2

50

張芝

側（マット重量：50％の場合＜30％の場合）であるベントナ
イト含有量 50％のものを使用した。

実験ケース

また、緑化層としては、緑化初期の根が活着していない状態を模擬した植生基材の場合（Case1）と緑化後の根が理想的に活着した状態を模擬した張芝の場合（Case2）を設定した。なお、両ケースとも
約 1 ヶ月間生育させ、芝丈が約 15cm となったものを使用した。
② 実験結果図-6 に Case1 の水深 10cm の流速と時間の関係を示す。各々の流速で 30 分間維持し、最大約 5.2m/s
まで上昇させた。図-7 に各時間における流速の深度分布（Case1）を示す。芝の抵抗により緑化面に測定位置 cm

6
5
4
3
2
1
0

図-6

0

30

60
90
経過時間(min)

120

150

流速の経時変化（Case1 植生基材）(緑化面からの距離）

水深10cmの流速（m/s)

近づくほど流速が低下している。
10
8
6

経過時間
30
60
90
120
150

4
2
0

0

図-7

1

2

3
流速(m/s)456

流速の深度分布（Case1 植生基材）

観察結果より、Case1 では流速約 4m/s まで緑化層は健全であるが、流速約 4m/s を上回ると緑化層の土（基材）が流出した。ただし、遮水層は流速 5m/s を与えても変化は見られず安定し緑化層ていることを確認した。一方、Case2 について

ット）
遮水層（マ

は、流速 4m/s の水流を連続して 3 時間流したが、図-8 に示すように緑化層・遮水層とも変化が見

図-8

実験後のマットの状況（Case2 張芝）られず安定した状態であった。
以上より、理論上のマットの耐流速性能（対応流速 5m/s）を実証できた。
４．試験施工リバーベント工法の実用化に際し、施工性や品質（遮水性能）、植生の永続性の確認を目的として、実物大の斜面を用いた試験施工を実施した。
（1）試験条件
1）勾配「堤防のり面は表のり、裏のりともに、原則としてのり勾配が 3 割より緩い勾配とし、一枚のりの台形断面として設定する（文献 4））。」ことから、当該のり勾配を 1：3.0 とした。
2）主要資機材①布製型枠
リバーベント工法に使用する布製型枠（マット）は、ファブリフォームマット工法 5）（流動性コンク
リートまたはモルタルを注入するコンクリート体成形法）に使用されるものと同様品（図-9、NF100 型）を標準としている。素材はポリエステルおよびポリアラミド高強度合繊維である（表-4）。

図-9

表-4

素材特性

項目

単位

特性

測定法

引張強さ

N/m2

1470×1470以上

伸び率%

25×25以下

JIS L
1096

布製型枠のイメージ試験施工に使用した布製型枠の仕様は図-10 のと10cm となる。2 枚の端部には面ファスナーが施されており、全長にわたり接合する。材料充填口のピッ
チは事前の施工性確認試験の結果から、縦 2.5m、横1.0m とした。

面ファスナー
3@2500=7500

おりである。ベントナイト膨潤後の平均層厚は約

接合部

流向

充填口

マット①

マット②

3400

3400

図-10 布製型枠模式図

②充填材料表-5

試験施工に使用した充填材料の基本物性は表-5のとおりである。ベントナイト混合土の配合比率
単体

は、所定の透水係数を満足できるベントナイト含充填材料の基本物性項目

ベントナイト

砂

使用材料

粒状ﾍﾞﾝﾄﾅｲﾄ(ﾎｰｼﾞｭﾝｻﾝﾄﾞ)

砕砂

3.5

4.75

自然含水比(％)

5.0

3.0

した 50％の場合に比べ、マット重量が増すので安膨潤力(ml/2g)

13.0

－

定上有利となる。

混合

最大粒径(mm)

有量である 30％とした。これは、水理実験で適用

ﾍﾞﾝﾄﾅｲﾄ含有量(％)

30

最小乾燥密度(g/cm3)

1.112

③充填装置
図-11 に充填装置の概要を示す。ホッパーに投入された材料を送風機から送られる空気によって、充填地点まで搬送する。
ベントナイト混合土クレーン装置付トラック

作業台
ホッパー
ロータリーバルブ

発電機
送風機(ルーツブロアー）

圧送ホース
φ75（耐圧）図-11

充填装置模式図・写真

3）施工手順以下に示す手順にて、試験施工を実施した。また、施工フロー写真を図-13 に示す。
①ベントナイト混合土製造工

2m

・所定の量のベントナイトと砂をアジテータ車に投入し、単管通し

杭
ﾁｪｰﾝﾌﾞﾛｯｸ

②布製型枠敷設工（図-12）・布製型枠（マット）を広げ、上端部を引張り支持する。

（3段目）

高速撹拌後、フレコンバックに排出する。

③圧送充填工（図-12）④植生工・充填完了後、全体の半分に植生基材吹付（t=3cm、5cm）

充填口
（2段目）

・下部より充填口の高さごとに充填する。

流向

接合部
（1段目）

を実施する。
1m（1ﾚｰﾝ）（2ﾚｰﾝ） （3ﾚｰﾝ）

図-12

マット正面図STEP 1 ﾍﾞﾝﾄﾅｲﾄ混合土製造工

STEP 2 布製型枠敷設工

STEP 4 植生工

STEP 5 完了

図-13

STEP 3 圧送充填工

充填管挿入状況

施工フロー（2）試験結果
試験施工を通じて、施工性に問題の無いことを確認できた。
また、今後以下の項目を実施する予定である。
¾ 実施工における本工法の遮水性能を確認するため、膨潤挙動を観察する。また、マットよりブロック
サンプリングを行い、現場透水試験、密度試験を実施する。
¾ 長期的な経過観察を実施し、植生の生育状況や永続性を確認する。なお、図-14 は水理実験に用いた供試体である。実験後約 4年半が経過（平成 22 年 10 月時点）しているが、植生が永続していることを確認できる。
図-14

水理実験供試体

５．リバーベント工法に対する「エコ」技術としての評価
近年の社会的情勢より、環境に配慮しつつ経済安定を実現できる「エコ」技術が求められ、開発が盛んに行われている。本工法において考えられる「エコ」技術としての利点を以下に述べる。
¾

構造系護岸の従来工法（連節ブロック等）に比べて、ラフタークレーン等の大型機械が不要であり、コンクリート使用量も低減できることから CO2 排出量を抑制できる。

¾

従来の浸透破壊防止工法（遮水シート＋連節ブロック＋覆土＋植生）に比べて、コストを約 10％削減できる。また、工期を約半分に短縮できるため、工事中の環境への負荷を低減できる。

¾

吹付により容易に緑化できるため、多自然型護岸の整備が可能となる。また、①生育基盤材のみを吹付け自生種の侵入を待つ、もしくは、②現地すき取り土を生育基盤として有効利用する吹付工法を併用することによる緑化も可能であり、その土地本来の河川環境を保全できる。

６．おわりに
堤防の浸透に対する要対策延長は全国の国土交通省直轄河川の約 4 割（2,396km）に及び 6）（平成 18 年 12月現在）、安全度が特に低くかつ被災履歴のある区間を中心に、平成 19 年度より緊急的に対策が実施 7）されている。利根川水系では首都圏氾濫区域堤防強化対策事業として、主に断面拡大工法による対策が講じられている。表のり面被覆工法である本工法は、堤防の改変を最小限に抑えながら質的強化が可能となるため、用地上の制約を受ける箇所への適用が期待できる。
今後、実施工における遮水性能および植生の永続性を確認するとともに、本工法の実用化に向けて施工性の向上にも努めていきたい。

<参考文献>
1)社団法人国土技術研究センター：「河川堤防の構造検討の手引き」2002 年 7 月
2)社団法人国土技術研究センター：「改定 護岸の力学設計法」2007 年 11 月
3)社団法人全国防災協会：「美しい山河を守る災害復旧基本方針」2006 年 6 月
4)国土交通省河川局：「河川堤防設計指針」2007 年 3 月
5)旭化成ジオテック株式会社：「ファブリフォーム技術資料」
6)国土交通省河川局：「河川堤防の点検状況及び点検を受けた堤防強化について(報道発表資料)」2007 年 3 月
7)国土交通省河川局：「河川堤防の浸透に対する安全性確保のために今後 3 ヵ年で対策を実施する予定箇所について(報道発表資料)」2007 年 7 月

グラウンドアンカーの残存緊張力モニタリング手法～LCC 縮減に資する新しい技術～
日特建設株式会社

田中 尚

1．はじめにグラウンドアンカー工法（以下、「アンカー」という）は、我が国の脆弱な地質構造を補い、効率的に社会資本を整備する上で必要不可欠な技術である。そのアンカーは、我が国に導入されて約半世紀が経過した。近年、高度経済成長期に建設された社会資本は更新の時期を迎え、従前の対処療法的な維持管理から予防保全型の維持管理が求められている。こうした社会背景に応じ、地すべり対策や斜面安定対策に用いられた既設アンカーに対しても同様なことが求められている。
このような中、「グラウンドアンカー維持管理マニュアル」1）が発刊され、維持管理に関する一定の方向性が示された。しかしながら、アンカーの維持管理において、補修技術や緊張力計測方法など、まだ多くの課題が残っており、同書ではむすびにおいてそれらを挙げている。
当社では、アンカーの残存緊張力のモニタリングに資する技術として、「リフトオフ試験管理システム（Licos：
リコス）
」
（以下、
「Licos」という）を独自開発すると共に、（独）土木研究所と民間 8 社（当社を含む）との共同研究に参加し、「既設アンカー緊張力モニタリングシステム（Aki-Mos：アキモス）」（以下、「Aki-Mos」という）を開発した。

2．アンカーの構造特性と維持管理における課題
2.1 アンカーの構造特性
アンカーの模式的構造を図 1 に示す。アンカーは、テンドンに作用している引張り力（以下、「アンカー緊張力」という）が、アンカーヘッド、支圧板及び受圧構造物を介して移動土塊に抑止力として作用している。
アンカーは、設置された斜面が変形すれば、それに応じて緊張力が変動する特性がある。また、テンドンの腐食やグラウトとアンカー定着地盤との付着強度の低下など、アンカーの劣化に応じてもアンカー緊張力は変動する。すなわち、アンカー緊張力を計測することで、アンカーは抑止している移動土塊の変状ならびにアンカー自体の健全性を捉えることができるセンサーにもなる。

移動土塊

テン
ドン
余長

2.2 アンカーの緊張力計測の重要性
施工後の既設アンカーは、必ずしも十分な緊張力計測が行われているわけではない。昨今、1988 年に土質工学

テンドン

会（現：地盤工学会）がアンカーの二重防食を義務付け

アンカーヘッドる前に施工されたアンカーにおいて、テンドンの腐食が

支圧板
受圧構造物

抑止
力

テン
引張
ドン
り力
拘束
（ア
長
ンカ
ー緊
張力
）
固定

進み、破断してアンカーの機能を果たせなくなった事例が散見されるようになった（写真 1）。一方、近年の防食構造が十分なアンカーでも、想定外の地すべり滑動により、テンドンに過剰な引張り力が作用して破断した事例

すべり面

テン
ドン
テン
長
ドン
自由
長

安定地盤

グラウト

※アンカーとは、作用する引張り 力を適当な地盤に伝達するためのシステムをいう。
※テンドンとは、引張り力を伝達する部材（PC鋼より線、PC鋼棒など）をいう。

図 1 アンカーの模式的構造

Hisashi TANAKA 東京都中央区明石町 13-18 技術本部 TEL：03-3542-9110 FAX：03-3542-2081
1

もある（写真 2）。
仮に、こうした現場においてアンカー緊張力の計測を経時的に実施していれば、その変動からアンカー自体の健全性や斜面の安定性を評価し、破断前に対策を講じて被害を最小限にとどめること、さらには経済性に優れた対策の実施が可能であったと考えられる。アンカー緊張力を計測す
ること、さらには経時的に行うことが重要であると言える。
2.3 アンカー緊張力の計測手法と課題
アンカー緊張力の計測手法には、実用的な方法として 2種類ある。しかしながら、それぞれ測定精度や計測機器の写真 1 テンドンの腐食によるアンカーの破断

耐用年数等に課題がある。正確かつ経時的な緊張力変化を捉えてアンカーの維持管理に用いるためには、それらの改善が必要である。
（1）リフトオフ試験
リフトオフ試験は、既設アンカーのテンドン余長やアン
カーヘッドを特殊治具で掴むとともに油圧ジャッキで引張り、ジャッキ荷重とアンカーヘッドの変位から荷重−変位グラフを描き、グラフ中の変曲点からアンカー緊張力を求めるものである（写真 3、図 2）。
本方法は、任意の場所とタイミングで実施できるが、得られるデータは試験時のみにとどまる。また、従前のリフ

写真 2 想定外の地すべり滑動によるアンカーの破断

トオフ試験では、古くはアナログのブルドン管（圧力計）とダイヤルゲージ（変位計）を見てジャッキ荷重やアンカーヘッドの変位を読み取り、荷重−変位グラフを描いていた。荷重−変位グラフに描かれる測定点は少なく、また読取り誤差などを含み、求める変曲点も精度が低いものとなっていた。これについては、簡易なデータ集録
装置と電気式の圧力変換器や変位計の普及により、任意の測定タイミングでデータを取得し、グラフを描くことができるようになった。もう一方で、アナログ的操作をしていたのが、油圧ジャッキの圧力コントロールである。
リフトオフ試験では、試験方法として増荷重速度は計画最大荷重の 1/10〜1/20kN/min、減荷重速度はその 2 倍とされている 2）。しかしながら、油圧ポンプのバルブを手動で操作していたため、圧力の設定や増荷重・減荷重速度を一定にすることが難しかった。

テンションバー
油圧ジャッキ

変位計

ラムチェア

テンションナット

特殊治具
アンカーヘッド
テンドン

圧力変換器
データロガー
支圧板

油圧ポンプ

写真 3 リフトオフ試験状況

油圧ホース

図 2 リフトオフ試験の概要

2

受圧構造物

したがって、リフトオフ試験を高度化し、より正確にアンカー緊張力を求めるためには、油圧の増荷重・保持・減荷重コントロールを正確に行い、かつジャッキ荷重と変位のデータを細かく取得してリアルタイムでグラフ表示することが求められる。
（2）荷重計
荷重計は、アンカー施工（新設）時に、一般的には 2 枚

荷重計の支圧板で挟んで設置する（写真 4）。そして、データ収録装置を併設したり、手動計測にて経時データを取得する。
一般的に荷重計の耐用年数は5〜10 年 1）と言われており、アンカーの供用期間に対して短い。アンカーの供用期間中

写真 4 荷重計によるアンカー緊張力計測

継続してアンカー緊張力を計測するためには荷重計の交換が必要になる。しかしながら、既設アンカーに対しての荷重計の交換や後からの設置は、テンドン自由長や残存しているアンカー緊張力と再緊張余長の関係などから困難な場合が多い。
「クサビ定着方式」のアンカーは、施工後にテンドン余長部を切断することが多いため、特に困難である。

3．アンカーリフトオフ試験管理システム（Licos：リコス）
前述したリフトオフ試験の課題を解決するため Licos を開発した。Licos は、アンカーのリフトオフ試験を安全・
正確・スムーズに実施するシステムである。
Licos では油圧ジャッキの圧力コントロールを PC 制御で行うことにより、スムーズな増荷重・保持・減荷重、そして正確な増荷重・減荷重速度の実現を可能としている。Licos の装置を写真 5 に、コントロール PC の操作画
面を図 3 に示す。また、リフトオフ試験時の使用例を図 4 に示す。
なお、Licos はリフトオフ試験に用いるだけでなく、新設アンカーの施工に伴う基本調査試験や品質保証試験、緊張定着にも用いることが可能である。
3.1 特徴①任意に設定した油圧ジャッキの増荷重速度及び減荷重速度を PC 制御にて行うことが可能。
②PC のタッチパネルにより、油圧ジャッキを遠隔操作（無線通信）にて増荷重・保持・減荷重させることができる。
③荷重−変位グラフをリアルタイムで表示することができ、

写真 5 Licos 装置

迅速にリフトオフ荷重を求めることができる。
④ジャッキ荷重や変位のデータを連続（任意設定）で取得できる。
3.2 操作方法
Licos は、油圧ジャッキ等の緊張治具や変位計のセットが終
われば、油圧ジャッキのコントロール全てを PC 上で行いリフトオフ試験を実施することができる。以下に、緊張治具や変位計のセット後からの操作方法（セミオート制御）例を示す。なお、文中（ ）内の数字及びアルファベットは、図 3
中の同表示に対応する。

図 3 操作画面

3

①リフトオフ試験の計画書

制御信号

油圧ポンプ

②初期荷重を入力し、ジャッキに初期荷重を作用さ

油圧ジャッキ

変位計に基づき、増荷重速度と減荷重速度を入力する。

テンションバー

Licos
管理装置
テンションナット

ラムチェア
特殊治具
アンカーヘッド

バルブ
ユニット

テンドン
圧力変換器

コントロールPC

せる。

無線通信

油圧ホース

支圧板
受圧構造物

③「計測開始ボタン（①）
」を押した後、「増荷重ボタン（②）
」を押してリフト

図 4 リフトオフ試験における Licos の使用例

オフ試験を開始する。すると、油圧ジャッキは、先に設定した増荷重速度にて増圧し始める。
④リフトオフ試験中のジャッキ荷重や変位計の値は、画面下に表示される（A と B）
。また、荷重−変位グラフ及び荷重−時間グラフが画面上部に表示される（C と D）。
⑤リフトオフを確認し、計画最大荷重に達したら「保持ボタン（③）
」を押し、ジャッキ荷重を保持する。
⑥ジャッキ荷重を下げる場合は「減荷重ボタン（④）
」を押す。この場合も、油圧ジャッキは先に設定した減荷重
速度にて減圧していく。
⑦必要なサイクル数のリフトオフ試験を実施した後、初期荷重を抜き、試験を終了する。

4．既設アンカー緊張力モニタリングシステム（Aki-Mos：アキモス）3）
Aki-Mos は、既設アンカーに後からでも荷重計を取付けることができ、さらにはその荷重計が壊れても交換することができる荷重計取付け方法を実現したシステムである。また、簡易なデータ取得方法として無線通信を使った方法も開発した。
Aki-Mos は 荷重計 と荷重計を取付け・交換するための 緊張治具 、荷重計の計測値を取得するための 計
測データ取得システム の 3 つの要素技術から構成される。それらを組合せ、既設アンカーへの荷重計の取付けと荷重計計測データの取得を行う。図 5 に Aki-Mos の運用イメージを、図 6 に 3 つの要素技術の組合せ構造を示す。
4.1 特徴①アンカーに導入されている緊張力を低下させることなく、既設アンカーへの荷重計の取付け・交換が可能である。荷重計の寿命が到来しても、新しい荷重計に交換することでアンカーの供用期間を通しての緊張力計測が可能である。
②荷重計計測データを簡易なデータ収録
装置で蓄積し、さらにデータを無線通信により遠隔から取得できる。アンカー緊張力を経時的に把握できるため、
アンカー緊張力の変化に早く気付くことができる。
③従来の同等規格の油圧ジャッキ等と比較し、開発した緊張装置および治具は
小型かつ軽量である。作業性と安全性の向上、さらに作業に伴う仮設費の低減が図れる。

図 5 Aki-Mos の運用イメージ

4

4.2 要素技術
開発仕様は、過去に施工実績の多かった「クサビ定着方式」の VSL アンカーを対象に、アンカーの設計アンカー力を
500kN 以下（500kN タイプ）と 1,000kN 以下（1,000kN タイプ）に分けて開発を行なった。
（1）荷重計
荷重計は、測定原理の異なる
ひずみゲージ式 、 差動トラ

図 6 要素技術の組合せ構造（VSL アンカー E5-4 の例）

ンス式 、 油圧式（ひずみゲー
ジ式圧力変換器付） の 3 種類を開発した（写真 6）。
形状・寸法は、既設アンカーヘッドの外側へ荷重計が配置できる内径、かつ開発したラムチェアの内側に配置できる外径としている。
荷重計からの信号出力は、従来の荷重計と同じ仕様である。そのため、既往の計測システムに組み込んだり、一般的なハンディーロガーで計測することが可能である。
写真 6 荷重計（1,000kN タイプ）

（2）緊張治具
緊張治具は、緊張装置と治具からなる。緊張装置は、荷重計を取付ける時に使用するラムチェア、油圧ジャ
ッキ、テンションロッド、テンションナットからなる。
治具は、荷重計と共に現場に存置されるジョイントス
リーブ、テンションスリーブ、定着ナットからなる（写真 7）。
それぞれの構造・寸法は、既設アンカーのアンカー
ヘッドや支圧板の大きさ、荷重計との組合せを検討し

写真 7 緊張治具（1,000kN タイプ）て決定した。特に現場での作業性を向上させるため、緊張装置の構造・寸法は、通常品と比べて小型かつ軽量とした。
（3）計測データ取得システム
計測データ取得システムは、計測したデータを蓄積させる「データ蓄積・送信ユニット」と、遠隔からデータを取得するための「データ受信ユニット」からなる（写真 8）。

写真 8 計測データ取得システム「データ蓄積・送信ユニット」は、アンカーのヘッドキャップ外側に取付け、計測したデータを蓄積することができる。そして、「データ受信ユニット」を用い、任意のタイミングで無線通信によりデータを取得できる。

5

4.3 荷重計の取付け・交換手順
荷重計の取付け・交換手順を図 7 に示す。なお、文中（ ）内の数字は図中の番号に対応する。
荷重計を取付けるにあたり、まず既設アンカーに緊張治具を取付ける（①〜③）。具体的には、アンカーヘッドの外側に円筒形の荷重計を被せると共に、PC 鋼より線の再緊張余長（再緊張余長にジョイントスリーブを取付ける方法の場合、500kN タイプは 60mm 以上、1,000kN タイプは 70mm 以上必要）を利用してジョイントスリー
ブ、テンションスリーブ、定着ナットを取付ける。そして、ラムチェアと油圧ジャッキを組立てる。
次に、リフトオフ試験を実施し、アンカーの残存引張り力を求める。これを指標に荷重計定着時の緊張力を決定する（④）。そして、リフトオフ試験により既設アンカーヘッドが既設支圧板から浮いた状態（3mm 以上が望ましい）で定着ナットを締付け、ジャッキの油圧を解放することで荷重計へアンカー緊張力を移行させる（⑤〜⑦）。
荷重計を取付けた後には専用ヘッドキャップにより頭部防錆処理を行う。そして、ヘッドキャップにデータ蓄
積・送信ユニットを取付ける（⑧）
。
荷重計の取外しが必要な場合は、取付けの逆手順を実施する（⑨〜⑫）。
なお、VSL アンカー以外のアンカーに対しても、ジョイントスリーブやテンションスリーブの形状を変更する
ことにより荷重計の取付けは可能である。ただし、現時点においては、アンカー緊張力が過緊張となっているな
どの理由によりリフトオフ試験が実施できないもの、またアンカーヘッドにネジが切ってなく再緊張余長が前述した必要長さよりも極端に短い場合は、荷重計の取付けはできない。

図 7 荷重計の取付け・交換手順

6

4.4 緊張力モニタリングのライフサイクルコスト（LCC）比較（1）比較ケース
重要な保全対象に面したのり面に打設されたアンカーを継続的にモニタリングする場合を想定し、モニタリン
グに要するライフサイクルコスト（以下、「LCC」という）を比較した。比較した緊張力のモニタリング方法は、
一般的に行われているリフトオフ試験及び Aki-Mos とし、以下の 4 ケースを比較した。
①-1 リフトオフ試験（1 回/2 年）①-2 リフトオフ試験（1 回/3 年）②-1 Aki-Mos（計測データ取得システムあり） ・・・ 2 データ/日，4 回/年データ取得②-2 Aki-Mos（計測データ取得システムなし） ・・・ 手動計測 1 データ/月，12 回/年取得（2）試算条件
試算条件は以下のように仮定した。
・設計アンカー力 500kN の既設アンカー5 本を対象に、25 年間、アンカー緊張力をモニタリングする。
・Aki-Mos は 500kN タイプを使用する。
・試験を行うためには、現場内小運搬や足場仮設が必要となる。
・荷重計の耐用年数を 10 年とする。データ蓄積・送信ユニットも荷重計と同タイミングで交換する。
・データ受信ユニット 1 台で、データ蓄積・送信ユニット 5 台のデータを受信可能である。交換不要である。
・Aki-Mos の緊張治具（存置治具）は、交換不要とする。
、または 1 回/3 年（①-2）の頻度で行う。
・リフトオフ試験は 1 回/2 年（①-1）
・Aki-Mos によるモニタリングにおいて、計測データ取得システムを取付けた場合、データ蓄積・送信ユニットによる計測は 2 回/日とし、4 回/年でデータ取得を行う（②-1）
。計測データ取得システムを取付けない
場合は、1 回/月の割合で荷重計の計測を手動で行う。
・リフトオフ試験費や取付け費等は、グラウンドアンカー積算資料 4）及び Aki-Mos 標準積算資料に基づく。
・荷重計、緊張治具、計測データ取得システムは標準品とし、緊張治具以外は複数社の平均的価格とした。
（3）LCC 比較結果
表 1 にライフサイクルコストを求めるための年間ランニングコスト及び内訳単価を示す。また、図 8 にライフ
サイクルコストの算出結果を示す。なお、表中の○印は、ランニングコストの算出に用いた単価内訳を示す。
その結果、初期コストは Aki-Mos のほうが高いが、リフトオフ試験を 1 回/2 年の頻度で実施する場合（①-1）と比較すると、4 年後には Aki-Mos の LCC が安くなっている。一方、リフトオフ試験を 1 回/3 年の頻度で実施する場合（①-2）では、経過年のタイミングによって LCC が入れ替わるが、概ね同じ推移（勾配）となる。
25 年後のモニタリングコストをそれぞれの方法で得られるデータ数で割り、1 データを取得するためのコストとして比較すると表 2 のようになる。表を見れば、Aki-Mos によって荷重計を取付けた方が 1 データあたりのコ
ストは安くなり、計測データ取得システムを取付ければ 1 データあたり約 500 円と非常に経済的となる。
表 1 ランニングコストと単価内訳
単価（千円）
緊張力モニタリング方法
ランニングコスト（千円/年）

100

210

1,550

○×5本

○×5本

荷重計設置（初年のみ×5本）
計測データ
取得システ 荷重計データ取得（4回/年）
ムあり
荷重計交換（1回/10年×5本）

4,400

○×5本

3,700

荷重計設置（初年のみ×5本）
計測データ
取得システ 荷重計データ取得（12回/年）
ムなし
荷重計交換（1回/10年×5本）

3,350①リフトオフ試験による残存引張り力測定（1回/2年or3年×5本）②Aki-Mosによる緊張力モニタリング

運搬・仮設 リフトオフ試験

荷重計取付け荷重計

計測データ取得システム

緊張治具 取付け費

データ蓄積・
送信ユニット

データ取得
ユニット

計測データ取得

取付け費 システム使用

220

90

50

150

250

10

○×5本

○×5台

○×5式

○×5本

○×5台

○×1台

○×5本

○×5本

○×5本

○×5台

○×5本

○×5台

○×5本

○×5本

○×5台

○×5本

○×5本

○×5台

20

手計り
10

○×4回

○×5式

○×5本

○×5本

120
2,900

5

○×12回

7

○×5本

25,000

なお、今回の比較は、非常①-1 リフトオフ試験（1回/2年）①-2 リフトオフ試験（1回/3年）②-1 Aki-Mos（計測データ取得システムあり）②-2 Aki-Mos（計測データ取得システムなし）にリフトオフ試験の回数がしかしながら、法面管理の重要性によっては、この程度の頻度でアンカー緊張力の把握が求められることもあると考えられる。LCC については、求められる管理レベル

ライフサイクルコスト（千円）

多い極端な例かもしれない。

20,000**** リフトオフ試験実施**

15,000

*

*

*
*

*
*

10,000

4,420
*

3,470

*

によって異なるため、現地に0応じた LCC 試算を行う必要

*

*

*

5,000

*

*

*

*

*

荷重計交換
荷重計交換

1,550
0

5

10

である。

経過年

15

20

25

図 8 ライフサイクルコストの比較
表 2 1 データを得るための費用

5．施工事例

コスト（千円）

Aki-Mos による荷重計の取付け事例を紹介する。なお、25年後コスト
緊張力モニタリング方法

25年間のデータ取得数

1データあたりの
コスト①-1 リフトオフ試験（1回/2年）

20,150131,550.0①-2 リフトオフ試験（1回/3年）

13,95091,550.0

試験の油圧ジャッキコント②-1 Aki-Mos（計測データ取得システムあり）

12,32018,2500.7

ロールは Licos にて行った。

②-2 Aki-Mos（計測データ取得システムなし）

12,270300

40.9

取付けに際するリフトオフ

5.1 スーパーフロテックアンカー工法への適用
アンカーにより地すべり対策を行った道路切土のり面において、アンカー新設時に取付けられた荷重計によってアンカー緊張力の増加が捉えられていた。しかしながら、近年、荷重計の老朽化により測定不能となってしまった。そこで、引き続きアンカー緊張力の測定が行えるよう Aki-Mos による荷重計の取付けを行った。本現場では、既設のスーパーフロテックアンカー（SFL-3，許容アンカー力 470kN）3 本に対して、500kN タイプの荷重計を取付けた。なお、計測データ取得システムは取付けなかった。
荷重計の取付けに際しては、まずリフトオフ試験を行い、アンカーの残存引張り力を確認した。その後、アンカーヘッドが支圧板から 3mm 浮いた状態まで緊張し、荷重計を取付けた。図 9 に本現場での荷重計組立図を、
写真 9 に荷重計取付け状況を示す。

写真 9 SFL-3 への荷重計の取付け

図 9 荷重計組立図（SFL-3）

8

写真 10 SEEE F110UA への荷重計の取付け

図 10 荷重計組立図（SEEE F110UA）
5.2 SEEE 工法への適用

アンカーにより地すべり対策を行った道路切土のり面において、アンカー緊張力が増加してきていることから、追加対策として増打ちアンカーが施工された。荷重計の設置が計画されていたが、既往の荷重計設置方法では荷重計の交換が困難なため、容易に荷重計の交換ができる Aki-Mos が採用された。本現場では、新設の SEEE アンカー（SEEE F110UA，許容アンカー力 672kN）5 本に対して、1,000kN タイプの荷重計を取付けた。なお、計測データ取得システムは取付けなかった。
新設アンカーであるため、荷重計取付けに際し、アンカーヘッドを支圧板から 3mm 浮かせた状態で所定の設計
アンカー力となるように緊張定着を行ってから荷重計の取付けを行った。図 10 に本現場での荷重計組立図を、写真 10 に荷重計取付け状況を示す。

6．おわりにアンカーの緊張力は、地すべり滑動だけでなく、アンカーの老朽化などの緊張力減少要因や気温や日射の影響によっても変動する。気温や日射の影響については、荷重計測定値に日サイクル変動や年サイクル変動を発生させることもあり、緊張力評価の誤差要因となる。正確にアンカー緊張力をモニタリングしてアンカーの健全性評
価や地すべり滑動の有無の判断などを行うためには、これらの誤差要因を把握・分析できるだけのデータ数が必要である。そのためには、荷重計の取付けを行い、経時的なデータを得ることが必要と言える。
今後、様々な現場に得たノウハウを開発にフォードバックさせ、より良い技術にして行きたい。
参考文献
2）（独）土木研究所・（社）日本アンカー協会：グラウンドアンカー維持管理マニュアル，2008．
2）（社）地盤工学会：グラウンドアンカー設計・施工基準，同解説，2000．
3）（独）土木研究所：既設アンカー緊張力モニタリングシステム運用マニュアル，土木研究所資料第 4171 号，2009
4）（社）日本アンカー協会：平成 22 年度版 グラウンドアンカー積算資料，2010．

9