土木学会論文集B3（海洋開発）, Vol. 78, No. 2, I_535‐I_540, 2022.

薬液注入改良土の一軸圧縮強さに影響を及ぼす要因の評価
秋本哲平1・仙頭紀明2・上野一彦3

1 正会員

五洋建設（株）技術研究所（〒329-2746 栃木県那須塩原市四区町 1534-1）
E-mail: teppei.akimoto@mail.penta-ocean.co.jp (Corresponding Author)
2 正会員 日本大学教授 工学部土木工学科（〒963-8642 福島県郡山市田村町徳定麻中河原 1 番地）
3 正会員 五洋建設（株）技術研究所（〒329-2746 栃木県那須塩原市四区町 1534-1）

港湾空港に代表される埋立てによって造成された地盤は，礫分や貝殻片などの直径が大きな粒子を含んでいる．薬液改良土は，土粒子の粒径が大きいほど強度が低くなるため，このような材料に対して強度を発現させるためには，強度発現に影響を及ぼす要因を特定することが重要である．近年，液状化対策に用いられている薬液は，ホモゲル強度が従来よりもかなり低く，既往の強度発現メカニズムに関する研究成果を適用できるかは不明であったため，本研究では，一軸圧縮試験時に供試体内部に発生する間隙水圧を直接計測して強度発現要因を確認した．その結果，薬液改良土の一軸圧縮強さは，土粒子の付着力に起因する強度と発生負圧に起因する強度から構成され，土粒子の表面積，内部摩擦角および発生負圧が一軸圧縮強さに影響を及ぼすことがわかった．

Key Words : grouting method, negative pressure, soil particles size, sand gel, pore water pressure

1. はじめに等を用いて液状化強度試験を実施する必要がある．この試験は，液状化強度を求めるために，少なくとも4供試体港湾空港施設の液状化対策として薬液注入工法が適用の試験結果が必要となる．そのため，改良地盤全体を評されている．この工法は，恒久薬液を地盤内に低圧で注価するには不攪乱試料を多数採取する必要がある．また，入することにより，土粒子骨格を壊すことなく地盤内の専用の試験機が必要であり，試験を実施できる場所が限間隙水が薬液に置き換わるため，周辺地盤への影響が少られてしまう．こういった要因から，実務では試験を簡1)ない地盤改良工法である ．間隙水と置き換わった薬液は， 易に実施でき，液状化強度との相関が認められている一軸圧縮強さを設計基準強度として規定している1)．
注入終了後から徐々に硬化し始め，所定の期間が経過すると，一軸圧縮強さ100 kN/m2程度の固化地盤を形成する．

薬液注入工法によって改良された地盤の設計基準強度

この時，一軸圧縮強さとともに液状化強度も増加するたは，一軸圧縮強さで100 kN/m2程度となることが多い1)が，め，液状化対策として効果を発揮する．

注入した薬液そのものの固化体（ホモゲル）の一軸圧縮

一方で，港湾空港施設の基礎地盤は，埋立てによって強さは10 kN/m2以下であり，薬液改良土はホモゲルの10造成されることが多いため，不均質な地盤であり，礫分倍以上の強度を有している3)．森・田村4)は，薬液改良土や貝殻片などの粒径の大きな粒子を含んでいることがあの強度発現要因を，ホモゲルの粘着力による強度増加とる．このような大粒径の粒子を多く含む地盤では，薬液土粒子骨格のダイレイタンシーに伴う負圧によるものとによる改良強度が低くなるため ，液状化対策として必要している．また，諏訪ら5)6)は，ゲルの収縮による拘束圧な強度を確保することが困難である．したがって，そう付加，ゲルの粘着力付加，固結によるせん断抵抗角の増いった地盤においても必要な強度を確保するためには，大といった3つの要素で強度発現を説明できるとしてい強度発現を高めるような対策が必要であり，効果の高いる．また，薬液改良土の非排水三軸圧縮試験を行った事対策を立案するためには，強度発現の要因を把握するこ例7)8)では，軸差応力の増加に伴って負の間隙水圧が計測とが重要となる．

されている．これらの既往の研究から，一軸圧縮試験に

2)

液状化対策を目的として地盤改良を実施する場合，要おいても負の間隙水圧（負圧）が発生していると推定さ

求性能は液状化強度RL20で規定されることが望ましい．

れるものの，薬液改良土の一軸圧縮試験において発生す

ただし，地盤改良効果の確認には繰返し非排水三軸試験

る負圧を供試体内部で直接計測した事例がないため，負21-1

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圧が一軸圧縮強さに及ぼす影響は明らかになっていない．

表-1 使用薬液配合

そこで本論文では，薬液改良土の一軸圧縮試験を実施

シリカ EC硬化材 特殊シリカⅢ ECリアクター 反応剤B 水(mL)
(mL)
(mL)
(mL)
(mL)
濃度

し，載荷中に発生する供試体内部の間隙水圧を計測する

6%

ことで，負の間隙水圧が薬液改良土の一軸圧縮強さに及66.0

ぼす影響について検討を行った．

100.0

6.830.0797.2

表-2 使用材料の物理特性
土粒子密度 平均粒径 細粒分含有率 最大密度 最小密度ρs

試料(g/cm3)

2. 実験概要
供試体内で発生する負の間隙水圧を計測するため，内部に超小型間隙水圧計を設置した供試体を用いて一軸圧

D 50(mm)Fc(%)ρ dmaxρdmin(g/cm3)(g/cm3)

均等係数
Uc

いわき珪砂3号

2.542

1.2

1.9

1.501

1.251

1.57

いわき珪砂4号

2.557

0.57

1.4

1.523

1.240

1.96

東北珪砂7号

2.527

0.16

3.8

1.612

1.265

1.63

東北珪砂8号

2.515

0.13

20.9

1.494

1.109

3.33

100
珪砂3号

縮試験（JIS A 1216）を行った ．
9)

珪砂4号

80

通過質量百分率(%)

珪砂7号(1) 供試体作製
供試体作製に使用した薬液は，溶液型活性シリカグラ
ウトのシリカ濃度 6 %であり，薬液が固化するまでの時間（ゲルタイム）を 15 時間程度として pH を 3.2 に調整

珪砂8号

604020した．使用した薬液の配合を表-1 に示す．使用した試料
00.001は，粒径の異なる 4 種類の珪砂である．表-2 に物理試験

0.01

10.1

10100

粒径(mm)

結果を，図-1 に粒径加積曲線を示す．いずれも均等係数

図-1 粒径加積曲線が小さい均一な砂であるが，平均粒径 D50 が異なっており，珪砂 8 号は細粒分を約 20 %含む細砂である．

表-3 実験ケース

供試体作製方法は，均質で再現性の高い供試体を作製

ケース

試料するため，薬液中に砂を落下させる方法を用いた ．直1-1

いわき珪砂3号

径 5 cm×高さ 13 cm のモールド内に薬液を高さ 6 cm 程2-14)2-2度まで投入し，供試体の中心位置に飽和状態の超小型間載荷速度(%/min)

3-1下向きに設置した．超小型間隙水圧計の寸法は，直径 83-2

いわき珪砂4号

4-1600.45600.43-0.430.45

1100.04

東北珪砂7号

3-3mm，高さ 15 mm であり，測定可能範囲は，-100~100間隙率
n0.04

2-3

隙水圧計（HWT-8VC-100KP-50-100-LP（センシズ製））を1

相対密度D r(%)
60

110

東北珪砂8号

1kN/m である．間隙水圧計のフィルターは，事前にシリコ2ンオイルに含浸して脱気したものを使用し，フィルターり，相対密度を定義することができないため，珪砂 7 号と受圧面の間には，脱気したシリコンオイルを満たしてと同じ間隙率に設定した．載荷速度の違いが強度に及ぼ飽和させた．中心位置に設置した後，モールド上部からす影響を確認するため，珪砂4号と珪砂7号に関しては，所定量の砂を落下させることで，間隙水圧計を薬液改良基準の載荷速度（1 %/min）以外に，0.04 %/min と 10 %/min

体中央に埋め込んだ．なお，センサー有り，無しの条件を実施した．載荷速度 0.04 %/min のケースでは，載荷時で強度を比較する予備実験では，3 供試体の平均強度の間が数時間に及ぶため，供試体の乾燥防止を目的として差が 3 %であったことから，間隙水圧計の設置による強加圧版の外側にフィルムを設置して試験を行った．各度への影響はほとんどないと考えられる．供試体は，高ケース 3 本の供試体で試験を実施したが，ケース 3-2（珪さ 12 cm で作製し，14 日間養生後に上下を整形して高さ

砂 7 号 1 %/min）に関しては，再現性を確認するため 2 回

10 cm とした．載荷時は，スリットを入れた木板（厚さ実施した．

5.5 mm）を供試体上部に設置し，間隙水圧計のケーブルをスリットに這わせて取り出すことにより，加圧版とケーブルの接触を防止した．

(3) 養生中の間隙水圧
ホモゲルの収縮によって拘束圧が付加される場合，ホ(2) 実験ケース

モゲルの収縮に伴って負の間隙水圧が計測されると想定

実験ケースを表-3 に示す．砂の相対密度 Dr は 60 %にされた．ホモゲルの収縮は，供試体養生期間中に発生す設定したが，珪砂 8 号は細粒分を多く含んでおり，砂のると考え，供試体作製時から養生期間中の供試体内部の最小密度・最大密度試験方法（JIS A 1224）の適用外であ間隙水圧を計測した．結果の例として，図-2 にケース 3-21-2

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2 の 3 本の供試体の間隙水圧の時刻歴を示す．固化開始
時に 4 kN/m 程度の正の間隙水圧が発生するが，ばらつ2107号_1%_①87号_1%_②6間隙水圧の発生は確認できなかった．

4

本研究で使用した薬液のホモゲルの収縮率を確認した．
15 cm×10 cm×深さ 6 cm の密閉容器に薬液を 700 mL 投

7号_1%_③20-2-4-6入し，温度 20 ℃，湿度 60 %の恒温恒湿室で 14 日間養生-8してホモゲルの体積変化を測定した．本研究で使用した-10

薬液の収縮率は 0.74 %と算定され，既往の研究 11)に比べ07,200

14,400時間 (min)非常に低い収縮率であった．養生中に負の間隙水圧が計250であると考えられ，本研究における一軸圧縮強さには，3. 実験結果
(1) 一軸圧縮強さ

載荷速度1%/min一軸圧縮強さ qu (kN/m2)

考えられる．

28,800

図-2 供試体養生時の間隙水圧の時刻歴

測されなかった理由は，低収縮率の薬液を使用したこと
ホモゲルの収縮による拘束圧付加の影響は少ないものと21,600200150y = 18.876 x-1.078
R² = 0.973

10050

図-3 に 1 %/min で載荷した際の一軸圧縮強さ qu と平均00

粒径 D50 の関係を示す．qu と D50 には強い相関があり，

0.5

11.5D50(mm)D50 が大きくなるほど qu は小さくなることがわかる．そ図-3 平均粒径と一軸圧縮強さの関係の結果，D50 が 0.16 mm（珪砂 7 号）から 0.57 mm（珪砂180

7号1%③_応力 180

図-4 にケース 3-2 の軸応力と軸ひずみ，間隙水圧と軸1507号1%③_水圧 150

ひずみの関係を示す．軸応力は，軸ひずみの増加に伴っ120載荷初期に増加するものの，軸ひずみ 1 %程度から減少し始めて負圧となり，最小値に達したあと，負圧が解放されて 0（大気圧）となる．間隙水圧の減少が始まる軸ひずみ 1 %程度から正のダイレイタンシーが発生しているものと考えられる．
図-5 に載荷速度と一軸圧縮強さ，載荷速度と最小間隙

90-60

る負圧の差が小さくなり，負圧の発生に伴う一軸圧縮強さの増加がほとんどみられなかったものと考えられる．

0σu

A-30
0

12
ε (%)

34-60

図-4 応力-ひずみ関係と間隙水圧-ひずみ関係の例
2504号強度 2507号強度200

一軸圧縮強さ qu (kN/m2)

く，間隙水圧が消散しやすいため，載荷速度の違いによ30-30となっており，一軸圧縮強さには負の間隙水圧が影響しの改良土は，珪砂 7 号の改良土と比較して透水係数が高qu10する傾向が確認された．また，最小間隙水圧は全て負圧もほとんど変化しなかった．その理由として，珪砂 4 号

6030加に伴って一軸圧縮強さが増加し，最小間隙水圧が低下

一軸圧縮強さおよび最小間隙水圧は載荷速度が変化して9060水圧の関係を示す．珪砂 7 号においては，載荷速度の増ているものと考えられる．一方，珪砂 4 号においては，

120
Δqu=qu24号水圧 200
7号水圧

150

150

100

1005050

00-50
0.01

0.1

110100最小間隙水圧 umin (kN/m2)て増大し，最大値に達してから減少する．間隙水圧は，

軸応力 σ （kNm2）

4 号）に大きくなると，qu は約 1/4 に低下した．

間隙水圧 u (kN/m2)

ホモゲルの収縮率は，使用薬液によって異なるため 10)，間隙水圧 (kN/m2)

きはあるものの，その後は大きな変化が見られず，負の-50載荷速度 (%/min)(2) 一軸圧縮強さと間隙水圧
薬液改良土の一軸圧縮試験では，軸ひずみの増加に

21-3

図-5 載荷速度と一軸圧縮強さおよび最小間隙水圧の関係

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伴って生じる正のダイレイタンシーによって負圧が発生

7号1%①_応力1801807号1%①_水圧150

生し始める点からの圧力の減少量を求めた．図-4 に求め120120方の例を示す．間隙水圧最大時(点 A)から水圧が減少し9090ていく段階でダイレイタンシーが発生していると考え，最大値からの減少量を発生負圧（σu）と定義した．また，

60

150

60

最大応力時の水圧を算定

30

間隙水圧 (kN/m2)

σ （kNm2）していると考えられるため，正のダイレイタンシーが発30

点 A 以降最大値に達するまでの負圧による増加強度Δqu00を qu2 とした．しかしながら，供試体によっては，軸差-30-30応力の最大時と間隙水圧の最小時が異なる場合があった．

-60

これは，破壊時に発生したクラックの位置と間隙水圧計2ε (%)の設置位置が異なっていたためと考えられる．したがっ図-6 最大応力時の間隙水圧の算定例１て，図-6 のように間隙水圧最小時の軸ひずみが軸差応力01347号1%②_応力

180-60180

7号1%②_水圧

150

間隙水圧を最小間隙水圧として発生負圧（σu）を算定し120120た．また，図-7 のように間隙水圧最小時の軸差応力が最9090大とならない場合は，外挿して最小間隙水圧（点 C）を求めた．具体的には，間隙水圧最大時（点 A）から間隙600の減少割合を求め，間隙水圧最小時（点 B）以降の軸差-30-60応力の増加量に応じた間隙水圧減少量を算定した．

60最大応力時の水圧を算定

30水圧最小時（点 B）までの軸差応力増加による間隙水圧

150300AB0

間隙水圧 (kN/m2)

σ （kNm2）

最大時の軸ひずみより大きい場合は，軸差応力最大時の1-30C2ε (%)

図-8 に全ケースにおける発生負圧と増加強度の関係を

3

4-60

図-7 最大応力時の間隙水圧の算定例２示す．使用材料による材料特性の違いが表れており，載荷速度の違いによるばらつきがあるものの，発生負圧と250(kN/m2)

増加強度には正の相関関係が確認された．なお，珪砂 8号については，他の材料と比べて増加強度が大きくなっ増加強度 qu2ているものの，その原因については不明であり，そのメカニズムを明らかにすることは今後の課題である．

4. 一軸圧縮強さの推定

2003号
4号
7号
8号

150100500

図-4 で算定した増加強度 qu2 は発生負圧 σu に関係する

y = 3.301 x
R² = 0.639

0204060発生負圧 σu(kN/m2)80

図-8 発生負圧と増加強度の関係と考えられるものの，図中点A までに発生する軸応力は，ダイレイタンシー発生前に生じている．そこで，ダイレいた．その結果，qCR=2.9 kN/m2 と算定された．本研究でイタンシー発生前の点 A 時点で発生している一軸圧縮強使用した薬液は，ホモゲルのせん断強度が非常に小さいさを qu1 とした．さらに，qu1 と qu2 の推定式を求め，qu1と qu2 の和より qu を推定した．

ことから，qCR が小さな値となり，qu1 の 1/10 程度であった．したがって，qu1 はホモゲル強度以外の要因，具体的には土粒子とゲルの相互作用，が関係していると考え，以下の考察を行った．

(1) 粘着力成分に関連する強度（qu1）
qu1 は，ホモゲルの強度（粘着力）に関係すると考えら

図-9に載荷速度1 %/minで実施した一軸圧縮試験のqu1れた．森・田村 が提案したダイレイタンシーに依存しとD50の関係を示す．
qu1とD50には高い相関が認められ，ない固結砂の限界強度 qCR が，本研究の qu1 に相当する粒径が qu1 に影響していることがわかる．そこで，qu1 はと考え，本研究における qCR を算定した．

土粒子とホモゲルの付着力が関係するものと考え，単位4)

qCR の算定に必要となるR は，珪砂 7 号の CD 三軸圧体積あたりの土粒子の表面積を式(1)，式(2)で算定した．

縮試験（JGS 0524）から算定した 27.3°を代入した．Rは，ダイレイタンシー補正式によって補正された軸差応

S = S m × ρd(1)S m = S s / ρs / V s(2)力から算定した内部摩擦角である．ホモゲルのせん断強度 c0 には，ホモゲルのベーンせん断強度 0.89 kN/m2 を用

21-4

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250

70

推定強度 qu (kN/m2)

60

qu1 (kN/m2)

50
4030y = 5.753 x-0.959
R² = 0.660

200.50D50 (mm)

1.00

1.50

RMSE=16.5kN/m2
R2=0.93050

100150実測強度 qu (kN/m2)

200

250

粒径 D50 に関係した値となっている．

70(kN/m2)100

図-13 推定強度と実験結果の比較

図-9 D50 と qu1 の関係

qu1150000.0060

図-10 に載荷速度 1 %時の S と qu1 の関係を示す．S = 050となる場合は，供試体内に土粒子が無い場合であると考え，図中の切片は，ホモゲルの qu1=1.2 kN/m2 を設定した．

y = 0.173 x + 1.2
R² = 0.8114030

qu1 と S には相関関係が確認できたことから，qu1 は，土20粒子とホモゲルの付着に関係する強度であり，単位体積10あたりの土粒子表面積から式(3)によって推定すること0が可能であると考えられる．
050

100

150

200

250

300

単位体積あたりの土粒子表面積 S (cm2/cm3)

qu1 = 0.173 × S + 1.2

図-10 単位体積あたりの土粒子表面積と qu1 の関係

τ

qu2 は，負圧の発生に伴って有効応力が増加することにより発現している圧縮強さであると考えられる．そこで，
qu2 は，図-11 のようにモールクーロンの破壊規準を適用


qu2σuして式(4)で推定した．

σ

図-11 モールクーロンの破壊規準

qu 2 = 2∙c∙ tan (45°+ /2)250
 =38.2°として算定した増加強度

c = σu∙ tan 

200150(4)(5)

ここで，
珪砂 7 号の内部摩擦角は 38.2°であり，c は，
図-11 より式(5)で表すことができる．珪砂 7 号改良土の100発生負圧 σu と増加強度 qu2 の関係を図-12 に示す．図中

500(3)(2) 負圧の発生に関連する強度（qu2）c(kN/m2)

2005010増加強度 qu2

珪砂7号
珪砂4号

載荷速度1%/minには，式(4)によって算定した増加強度を破線で示している．算定結果と実験結果の決定係数 R2 は 0.65 であり，よ0204060
増加負圧 σu(kN/m2)

80く対応していることがわかる．

図-12 増加負圧と増加強度の関係(3) 一軸圧縮強さの推定式(3)，式(4)を用いて珪砂 4 号と珪砂 7 号の改良体の qu

ここで，単位体積あたりの土粒子表面積 S は，土粒子（qu1+qu2）を推定した．ここで，は，珪砂 4 号で 37.0°，の比表面積 Sm (cm2/g)と乾燥密度 ρd (g/cm3)の積で算定さ

珪砂 7 号で 38.2°とした．式(3)は載荷速度 1 %/min の結れる．土粒子の比表面積 Sm は，土粒子の表面積 Ss (cm2)

果から算定した係数 0.173 を用いているため，載荷速度と土粒子の密度ρs (g/cm )と土粒子の体積Vs(cm )から算定

0.04 %/min と 10 %/min については 1 %/min と同じ方法で33し，土粒子の表面積 Ss と体積 Vs は，土粒子の直径を D50式(3)に相当する関係式を算定すると，その係数は 0.014の球体と仮定して算定した．したがって，単位体積あたと 0.211 となり，これらの値を用いた．図-13 に推定したりの土粒子表面積 S は，供試体の乾燥密度 ρd と土粒子の強度と実測値の関係を示す．誤差の絶対量を示す二乗平

21-5

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均平方根誤差（RMSE）は 16.5 kN/m2，推定値の精度を示た．ここに感謝の意を表します．

す決定係数 R は 0.93 となったことから，式(3)と式(4)を参考文献用いることにより，高い精度で一軸圧縮強さを推定でき

1)

2ることがわかった．

5. おわりに本研究では，港湾空港の基礎地盤に代表される幅広い粒径の粒子を含む地盤で，薬液改良土の強度発現に影響を及ぼす要因について検討し，以下の知見が得られた．
1)

薬液改良土の一軸圧縮強さ（qu）は，平均粒径（D50）が大きいほど低くなり，載荷速度が増加するほど高くなる．

2)

qu は，ホモゲルと土粒子の付着力に起因する強度qu1 と載荷時のダイレイタンシーに伴って発生する負圧に起因する強度 qu2 から構成される．

3)

qu1 は，単位体積あたりの土粒子の表面積から推定することが可能である．

4)

qu2 は，改良前の砂の内部摩擦角および試験時に発生する負圧から推定することが可能である．
本研究により，薬液改良土の強度は，載荷速度に依存することが確認できたものの，現状の設計では載荷速度の影響は反映されておらず，今後の課題である．また，薬液改良土の強度発現に影響を及ぼす要因について評価できたものの，砂の密度の影響やホモゲルの強度の影響については更なる検討が必要ある．
謝辞：本研究における実験は，海津竣也氏（元日本大学

沿岸技術研究センター：浸透固化処理工法技術マニュ
アル（改訂版），p.3-25，2020．
2) 石塚幸太郎，齋藤和寿，秋本哲平，仙頭紀明：浸透固化改良土の粒径と強度の関係，令和元年度土木学会全国大会第 74 回年次学術講演会，Ⅲ-505，2019．
3) 林健太郎，小野大和：薬液のホモゲル強度と改良砂の一軸圧縮強度の関係，第 44 回地盤工学研究発表会，
pp.607-608，2009．
4) 森麟，田村昌仁：水ガラス系固結砂の強度に関する工学的特性，土木学会論文集，第 370 号，Ⅲ-5，pp.113122，1986．
5) 諏訪裕哉，末政直晃，島田俊介：薬液注入を施した地盤の強度発現に関する研究，第 40 回地盤工学研究発
表会，pp.753-754，2005．
6) 諏訪裕哉，末政直晃，島田俊介，佐々木隆光：低シリカ濃度の薬液を用いた改良体の強度増加メカニズム，
土木学会第 61 回年次学術講演会，pp.251-252，2006．
7) 山﨑浩之，善功企，河村健輔：溶液型薬液注入工法の液状化対策への適用，港湾空港技術研究所報告，第 41
巻第 2 号，pp.119-151，2002．
8) 佐々木隆光，末政直晃，島田俊介：薬液改良土の三軸圧縮試験による強度変形特性，第 52 回地盤工学研究発表会，pp.495-496，2017．
9) 秋本哲平，上野一彦，仙頭紀明，海津竣也，木村海斗：
薬液注入改良土の強度発現に及ぼす負圧の影響，
第 56
回地盤工学研究発表会，13-3-5-07，2021．
10) 大西高明，鈴木雅人，林田晃，小宮一仁：コロイダル
シリカを混入した酸性シリカゾル注入材の物性に関する研究，第 48 回地盤工学研究発表会，pp.749-750，
2013．
11) 佐々木隆光，小山忠雄，末政直晃，島田俊介：薬液注入材の体積変化に伴う拘束効果に関する検討，第 50回地盤工学研究発表会，pp.595-596，2015．

工学部，現新潟県庁）と木村海斗氏（元日本大学工学部，現ライト工業株式会社）に多くのご助力をいただきまし(Received February 3, 2022)(Accepted May 9, 2022)

EVALUATION OF FACTORS AFFECTING THE UNCONFINED COMPRESSIVESTRENGTH OF CHEMICALLY IMPROVED SOIL
Teppei AKIMOTO, Noriaki SENTO and Kazuhiko UENO
The port and airport facilities constructed on the landfill sites whose ground is usually contains large
particles such as gravel and shell fragments. Because, the strength of the chemically improved soil
decreases with larger soil particles, it is important to identify the factors that influence the strength
development of the improved soil in order to develop the strength for such materials. Because, thehomogel strength of the chemical solution for liquefaction countermeasures used in recent years is
considerably lower than before, it was unclear whether the previous research results could be applied.
Therefore, in this study, the factors affecting strength development were confirmed by measuring thepore water pressure generated inside the specimen during the unconfined compression test. From the test
results, it was found that the unconfined compressive strength of the chemically improved soil consistsof two strengths caused by the adhesive force of the soil particles and the generated negative pore waterpressure. It was also observed that the surface area of the soil particles, the internal friction angle and thenegative pore water pressure during loading affect the unconfined compressive strength.

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