東急建設技術研究所報 No. 46

U.D.C 624.138.23

セメントベントナイト水を用いた既存杭撤去埋戻し事例―埋戻し材の注入・攪拌方法および埋戻し効果の考察―
張要

約：

媛＊

古垣内靖＊

川崎健二郎 ＊

既存杭を撤去した後の埋戻し部の強度が原地盤に対して過大もしくは過小，さらに未固化の場合，その後の新設杭を施工する際に，掘削不能，孔曲がり・孔壁崩壊などが発生し，新設杭の施工性や品質に影響を及ぼすことが懸念される。ケーシング縁切引抜工法による既存杭の撤去埋戻しの場合，注入される埋戻し材と孔内泥水が十分に攪拌されず，孔内で分離状態にあることが現状の問題点の一つである。本報では，ケーシング縁切引抜工法により既存杭を撤去し，2 種類のセメントベントナイト水を埋戻し材としてそれぞれ，上下より引抜き孔に注入し，孔内泥水とエアブローにより攪拌をした。その後，埋戻した引抜き孔をボーリング調査した結果について考察した。標準貫入試験結果より，引抜き孔の中間部における埋戻し土は原地盤の値に類似していることを確認した。埋戻し土の強度と変形係数の関係は流動化処理土と類似していることが分かった。また，引抜き孔の上下部より埋戻し材を投入した後，エアブローで攪拌した結果，下部に投入した埋戻し材が地表面付近まで運ばれたことを確認した。
キーワード：

既存杭，撤去，埋戻し，ケーシング縁切引抜工法，一軸圧縮強さ

目

1．はじめに4．埋戻し部の調査結果

2．地盤および既存杭の概要

5．まとめ

次：

3．撤去埋戻し方法
1．はじめに上部より注入した場合では，エアブローまたはスパイラル

近年，都市部で建物の建替えに伴う既存建物の杭基礎オーガーによる攪拌を行ったが，泥水と埋戻し材が混合攪（既存杭）の撤去が増えている。既存杭の撤去工事は，オ拌するに至らず，下部が未固化状態となった事例がある 2)。

ールケーシング破砕撤去工法およびケーシング縁切引抜工

本論文では，ケーシング縁切引抜工法による既存杭を撤

1)法が代表的な工法である 。オールケーシング破砕撤去工去する機会を得，2 種類のセメントベントナイト水（以法はトレミー管による置換工法であり，既存杭の杭種およ下，CB 水）を埋戻し材としてそれぞれ，引抜き孔の上部び寸法の制約は小さいが，コストが比較的高く，掘削機械および下部に注入し，孔内泥水とエアブローにより攪拌混は大型であり十分な施工スペースの確保が必要である。一合して，埋戻した引抜き孔をボーリング調査した結果につ方，ケーシング縁切引抜工法は既存杭径より大きな内径のいて報告する。

ケーシングを杭頭部に被せ送水しながら掘削し，既存杭と地盤との縁を切り，杭を引き上げる工法であり 2)，大口径

2．地盤および既存杭の概要
図 1 に原地盤のボーリング柱状図および既存杭の深度位の場所打ちコンクリート杭を除いてほぼ全ての既存杭が撤1)置を示す。地層構成は地表面（G.L.）より約 G.L. −0.3 m

去でき ，敷地の大きさの制約は少なく，経済的であるたまでが表土，約 G.L. −0.3 m〜−11.7 m が火山灰質粘土層

め，広く用いられている。

および砂混り火山灰質粘土層，約 G.L. −12.0 m 以深が武既存杭を撤去した後，もしくは撤去しながら，引抜き孔=350〜450 m/s）にて構成されてに埋戻し材を注入し，埋戻し処理を行う。埋戻し位置の近蔵野礫層（S 波速度

傍に新設建物の基礎杭（新設杭）が計画される場合，埋戻いる。地下水位（W.L.）は G.L. −6.9 m であり，G.L. −9.0s

し部の強度が原地盤より過大もしくは過小，更に未固化にm 以深の P 波速度

なると，その後の新設杭を施工する際に，掘削不能，孔曲状態にあると判断される。同図に，採取された乱れの少ながり・孔壁崩壊などが発生し，新設杭の施工性および品質い試料（コア試料：原‑1 および原‑2）の深度位置を示す。に影響を及ぼすことが懸念される。ケーシング縁切引抜工

それぞれの一軸圧縮強さ法による埋戻しの場合，引抜き孔の上部もしくは下部より254 kN/m 2（原‑2）である。

P≧1500 m/s であることから，飽和uは 250 kN/m 2（原‑1）および注入される埋戻し材と孔内泥水が十分に攪拌されず，孔内引 き 抜 き 対 象 と な る 既 存 杭 は，杭 径 ϕ500 mm，杭 長で分離状態となり，未固化状態になることが現状の問題点

16.5 m（G.L. 0.0 m〜−16.5 m）のプレボーリングモルタルの一つに挙げられる。特に，引抜き孔が長尺で埋戻し材をH 鋼杭（H−300×300×10×15）である。既存杭撤去後に＊技術研究所

基礎・構造グループ37

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敷地の再利用計画があるため，引抜き孔を適切に埋戻す必a）。杭を引抜きながら，CB 水①を引抜き孔の上部より注要がある。

入し，注入量は杭体積と同一と設定した（同図 b）。杭撤去後，引抜き孔の上部は CB 水①，下部は削孔泥水が存在

3．撤去埋戻し方法
3.1

すると考えられる（同図 c）。上部より注入された埋戻し配合

材と泥水は十分に攪拌できず，固化しない恐れがあるた
2
u が約 250 kN/m であめ，スパイラルオーガーを引抜き孔底部に挿入し，先端部り，一般的に埋戻し材としての流動化処理土は東京都建設より CB 水②を注入した（同図 d，e）
。孔内全体を均一化

局標準仕様（主に道路占用掘削工事に伴う埋戻し利用）のするため，孔底部からエアブローで攪拌した。攪拌時間原地盤で採取されたコア試料のu23)はこの流動化処理土のuは 130〜550 kN/m 程度である ことを鑑み，埋戻し部の目標

uは，引抜き孔口付近の CB 水と泥水の混ざり具合を目視でと同程度とした。

確認した時に，均一に混合したと見られた 20 分間程度で埋戻し材は CB 水とした。CB 水は，水（W），高炉セメあった（同図 f，g）。

ント B 種（C）およびベントナイト（B）を混合したものである。既存杭の杭長は 16.5 m と長く，埋戻し材を引抜4．埋戻し部の調査結果

き孔の上部もしくは下部のみより注入すると，泥水と十分埋戻し部の状態を確認するため，埋戻し完了から 69 日に攪拌できない恐れがある。また，杭を引き上げる際に孔後にボーリング調査と共に標準貫入試験を行った。また，壁崩壊が発生しないように，孔内泥水位を地表面付近で一3 深度において乱れの少ない試料（コア試料）を採取し，定に確保する必要がある。そのため，2 種類の CB 水（CB埋戻し完了から 80 日の材齢で超音波速度測定試験（JGS水①および CB 水②）を用い，杭を引抜きながら CB 水①2110‑2009）および一軸圧縮試験（JIS A 1216：2009）をを上部より注入し，杭撤去後に CB 水②を下部より注入す実施した。

る計画とした。表 1 に CB 水①および②の配合， u およ4.1

び注入量を示す。

図 3( )および( )に原地盤および埋戻し部のボーリング調査

ここで，下部より注入させる CB 水②は，孔底部に沈殿する泥水と積極的に混合させ，強度が出るため，既往の室内配合試験の結果に基づき，孔内の泥水量を仮定し，計算式 4)によって CB 水②の配合を決めた。
3.2

施工方法

既存杭の撤去工事は G.L. から外径 700 mm のケーシングを用いてケーシング縁切引抜工法で行った。図 2 に既存杭撤去埋戻しの施工方法の概念図を示す。
まず，ケーシング先端より削孔水を噴出しながら回転削孔し，ケーシングと杭との間を泥水化し縁を切る（同図表1

セメントベントナイト水の配合

図1

図2

既存杭撤去埋戻し方法の概念図

38

原地盤の土質柱状図

値分

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布を示す。ボーリング調査結果より，埋戻し部Ⅰ（G.L.

1の−1.3 m 以浅）は覆土であり，ロームおよび粘土主体となきく，孔底部から注入された CB 水②の 0.6〜1.0 倍であり，コンクリートガラおよび固結状の埋戻し土が混在してり，同程度のい る。埋 戻 し 部 Ⅱ（G.L. −1.3 m〜−15.45 m）のuは同じ深度の CB 水①の 2.7〜4.3 倍程度とかなり大uであった。また，表 2 のコア試料の土質値は分類による孔底部の砂礫分が全孔に混入したことが確認で3〜29 程 度 で あ り，原 地 盤 と 類 似 し て い る。そ の 中 で，きる。つまり，エアブローの攪拌により孔底部の砂礫およG.L. −11.7 m〜−12.55 m の付近（び CB 水②の一部は地表面付近まで運ばれたと考えられ値=29）は半固結状の砂礫が主体となり，礫当たりの影響を受けて値が大る。試料 S‑2 のuの一部は目標強度範囲内となっている。

き く な っ た 可 能 性 が あ る。ま た，埋 戻 し 部 Ⅲ（G.L.

これは，中間部の泥水と前述の CB 水②の一部および沈降−15.45 m〜−16.5 m）は軟弱粘性土状の埋戻し土であり，した CB 水①が混ざったものと推測される。試料 S‑3 の値は 0 となった。
4.2

u

コア試料の室内試験

図 3(は同じ深度の CB 水②のuよりはるかに小さい。ボーリング調査結果より，試料 S‑3 付近における埋戻し土は)に埋戻し部のコア試料（S‑1，S‑2 および S‑3）含水量が多く，軟弱となっているため，孔底部では沈殿しの採取深度を示す。表 2 に試料の一軸圧縮試験および超音た中間部の泥水が主体となり，CB 水②はほとんど残存し波速度測定試験の結果を示す。ていないと推察される。

図 3()にコア試料の位置および示す。図 3(u図 3( )に 3 深度においてコア試料のの深度方向分布を)に CB 水の注入量および位置から推定した攪拌する前の CB 水①，CB 水②および泥水の位置およびuの深度分布のイメージ図を示す。図 3(より採取したコア試料の一軸圧縮強さ示した。採取された試料 S‑2 の)より，3 深度

uおよびPをsおよびPは深度が深くなると小さく， u と同様の深度分布を示した。
図 4 に全てのコア試料および流動化処理土 5)および6) のu は深くなるほど小さい。コア試料および，同じ深度における攪拌前の CB
水のs示す。なお，原地盤の弾性波速度の深度方向分布を参考にと変形係数を比較すると，材齢の違いがあるものの，試料 S‑u

5050u

およびの関係は，シルトや砂によって作られる流動化処理土 5)

表2

乱れの少ない試料の試験結果

図3

既存杭撤去埋戻し部の調査結果

39の関係を共に示す。コア試料の東急建設技術研究所報 No. 46と良い対応を示している。更に，コア試料の関係式（50uと50の=152 u）は，当社が使用した流動化処理土とほぼ同様の関係（推定式：50=157 u）6)にあることが分かった。
5．まとめ
本論文は，ケーシング縁切引抜工法により既存杭を撤去し，2 種類のセメントベントナイト水を上下より引抜き孔に注入して，エアブローで混合攪拌した既存杭撤去埋戻し事例について調査した。以下に得た知見を記す。
①

図4

埋戻し部の標準貫入試験結果より，引抜き孔の中間部における埋戻し土は原地盤の謝と50の関係 (文献5に加筆)値に類似していることを確認した。
②

uが分かった。

採取されたコア試料の一軸圧縮強さは深くなるほど③引抜き孔の上部および下部より埋め戻し材を投入し小さい。コア試料の一軸圧縮強さと変形係数の関係た後，エアブローで攪拌した結果，下部の埋戻し材より，埋戻し土は流動化処理土と類似していることや砂礫が地表面付近まで運ばれたことを確認した。

辞

本施工法の実施にあたり，新潟商事(株)の媚山博行氏にご協力頂きました。ここに記して感謝の意を表します。
参考文献
1) 嶋田洋一，三反畑勇，その他：新設杭に干渉する既存杭の撤去に関する調査研究（その 2）既存杭撤去方法および埋戻し方法の現状，第 55 回地盤工学研究発表会，21‑9‑1‑06, 2020 年 7 月
2) 古垣内靖，矢島淳二：新設杭を構築する上での既存杭撤去後の埋戻し方法とその注意点，建築技術，No. 822, pp. 104‑108, 2018年7月3) 東京都建設局：土木材料仕様書（平成 29 年），第 1 章石材，p. 364) 張媛，川崎健二郎，古垣内靖：各種のベントナイトおよびセメントを配合した埋戻し土の力学的特性，日本建築学会大会学術講演梗概集（東北），pp. 537‑538, 2018 年 7 月
5) 土木研究所/流動化処理工法の総合監理：流動化処理土利用技術マニュアル（平成 19 年第 2 版），p. 21, 2008 年 2 月
6) 古垣内靖：流動性と自硬性を有した埋戻し材の変形特性，東急建設技術研究所報 No. 37, pp. 41‑44A CASE OF EXISTING PILE REMOVAL AND BACKFILL USING CEMENT BENTONITE WATER―BACKFILL MATERIAL INJECTING‑MIXING METHOD AND BORING INVESTIGATION―Y. Zhang, Y. Furugaichi, and K. Kawasaki
When the strength of backfill area after existing pile removal is far greater or less than natural ground, or even in
unconsolidated condition, inefficient drilling, borehole drift or borehole wall collapse happen easily during drilling
construction for the new pile. Especially for existing pile removal using rotary casing drill method, the backfill material andthe borehole drilling slurry are in discrete state because of insufficient mixing. In this paper, the existing pile was removed
by rotary casing drill method and two kinds of cement bentonite water as backfill materials were injected from top andbottom of borehole separately. Then, backfill materials and borehole drilling slurry were mixed by air blow. Finally, boring
investigations were conducted on the backfill area. According to the standard penetration test result, the middle part of
backfill area has similar N‑values with natural ground. The relationship between unconfined compression strength andYoungʼ modulus has similar characteristic of fluidization treated soil. In addition, it is proved that the backfill material was
positively raised up to top of the borehole by air blow mixing method.

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