東急建設技術研究所報 No. 48

U.D.C 624.13

現場と室内で締め固めた非一様な砂質土供試体の‌三軸圧縮試験による局所変形特性評価
冨田

要

佑一＊

約： 締め固めた土の強度変形特性は，通常室内で変形が拘束されたモールド内で比較的一様に突き固めて作製された供試体の三軸圧縮試験により評価される。実現場の振動ローラーで締め固めた土は，接触面から伝わる荷重の分散により各締固め層で深さ方向に乾燥密度と飽和度に大きな勾配が生じ，鉛直深度方向に非一様である。施工
盛土の品質管理では従来の現場密度管理に加え，地盤剛性等の非破壊試験による評価が検討されているが，これは締固め後の非一様な層 1 つの平均値に対する評価を仮定している。一方で，このような鉛直深度方向に非一様な供試体の変形特性評価には画像解析による方法が用いられるが，小さいひずみレベルの変形特性の評価例は殆ど確認されていない。そこで実大締固め実験で作製した試験盛土から採取した現場締固め供試体と，同じ土質を用いた室内締固め供試体を作製し，不飽和状態の供試体それぞれに鉛直深度別の局所変位計を設置し，供試体全
体平均の初期ヤング率に対する局所変形の影響を比較検討した。その結果，室内締固め供試体の初期ヤング率は全体平均に対する局所変形の影響が小さく，現場締固め供試体は局所的な低剛性部の影響が大きいことを示した。

キーワード： 砂質土，締固め，非一様性，局所変形
目

次： 1．はじめに

4．三軸圧縮試験の結果と考察

2．現場締固めと室内締固め供試体の作製

5．まとめ

3．局所変位計の設置と三軸圧縮試験方法
1．‌はじめに様に締め固めて作製し，供試体全体平均の強度変形特性を盛土構造物に高い性能を付与するためには，設計時に使評価することになる。その一方で，現場で締め固めた土の用する盛土材料の締固め後の密度や強度・剛性に関する設

地盤剛性指標評価は非一様な各締固め層の平均値を評価し計定数を，室内三軸試験等で適切に設定し，施工時にはそていることを仮定すると，現場で地盤剛性指標を用いた詳

れらを満足させる品質管理が必要となる。この品質管理は細な評価手法を確立するには非一様な供試体の供試体全体

従来の現場密度試験に加え，近年では CBR や地盤反力係

平均の地盤剛性指標に与える局所変形の影響を評価してお数，振動ローラーの加速度応答，初期せん断剛性率などにく必要がある。

よる比較的小さいひずみレベルでの地盤剛性指標を用いた評価手法の適用が多く検討・提案されている

非一様な供試体を室内締固めにより作製した研究とし。

て，三軸圧縮試験とその供試体に付与した標点を追跡する

1）-3）

一方で，筆者らは施工現場で測定・評価する不飽和状態

粒子画像流速測定（PIV）解析を実施して液状化特性に与で締め固めた土の間接的な物性値と三軸圧縮試験などで湿える影響を評価した例 6）, 7）や，三軸圧縮・伸張試験の非排潤・飽和化した設計条件で測定した強度変形特性の相関を

水せん断中の間隙比や断面変化を X 線 CT で局所変形を調べる事を目的に，現場締固め後の不飽和状態の盛土から評価した例 8）が挙げられる。これらの研究例はまだ少ない採取した供試体と同一試料を用いた室内締固め土供試体を上に，画像解析による評価手法は，先述した小さいひずみ

比較してきた 4）,5）。

レベルの変形特性評価には適用されにくい。

その結果，不飽和状態及び飽和化・湿潤化した状態の締

そこで本論文では現場と室内で締め固めた供試体それぞ

固め土の強度変形特性はともに乾燥密度 ρ d に加えて締固

れに鉛直深度別の局所変位計を設置し，三軸圧縮試験によめ時の飽和度 S r に強く影響されることから，現場締固めεv≈
り 得 ら れ る 供 試 体 全 体 平 均 の 初 期 ヤ ン グ 率 E（Δ0

土の強度特性から設計定数を推定するには，締固め時の0.001%）に与える局所変形の影響を検討した。

S r と ρ d の影響の考慮が必要である事を示した。また，現
2．‌現場締固めと室内締固め供試体の作製

場締固め施工は所定の厚さで撒き出した土の上を締固め機
械を走行させる為，締固め層の上方から下方にかけて荷重

盛 土 材 は 最 大 粒 径 D max＝2.0 mm， 平 均 粒 径 D 50＝0.25

が分散し，鉛直深度方向の密度分布が生じて非一様となりmm，細粒分含有率 F c＝8.4% の砂質土（稲城砂）である。

（図 1），この影響の考慮が必要であることを示した。

締固め試験（A-c 法）により求めた最適含水比は w opt＝14.2%， 最 大 乾 燥 密 度 ρ dmax＝1.684 g/cm 3， 最 適 飽 和 度

通常，設計定数を定める三軸圧縮試験は室内で比較的一＊技術研究所

土木材料グループ59

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図1

非一様な現場締固め土の概念図

図3

表1

図2

三軸圧縮試験の供試体の締固め状態（  ρ d～w 関係）

平均乾燥密度に対する上部と下部の密度比率

試験盛土概要と盛土供試体の採取位置（S r）opt＝64.1% である。
現場で締め固めた供試体 4）は実大締固め試験による試験
盛土を作製し，押切式ブロックサンプリング（JGS1231）
により乱れの少ない試料（φ 100 mm×h200 mm）を採取した。試験盛土は幅 2.0 m×延長 3.2 m の鋼製土槽内に盛土材を 1 層（転圧後の層厚 t＝0.21 m 程度）で撒き出し，
起振力 11.8 kN，質量 605 kg，幅 0.7 m のハンドガイドタ
イプの 1 ton 平滑振動ローラーを均等に通過させて作製した（図 2）。
室内で締め固めた供試体 4）は鋼製モールド（φ 100 mm×h200 mm）内に 5 層に分けて重量調整した試験盛土と同じ盛土材を投入して均等に突き固めて作製した。締固めエ
ネルギーレベルは 0.2E c，1.0E c，4.5E c の 3 種類である。
図 3 に三軸圧縮試験の供試体の締固め状態（  ρ d～w 関係）を示す。試験盛土から採取した現場締固め供試体と締固めエネルギーレベル別の室内締固め供試体と A-c 法で実施した締固め曲線を示す。図中の各供試体のプロット（w，ρ d）
は作製後に測定した供試体の全体平均（ave）である。同図中には供試体の全体平均の各プロットに対して，上部（upper）と下部（lower）の局所的な土の状態（w，ρ d）を示している。局所的な乾燥密度 ρ d は別途作製した供試体を上部と下部の 2 分割にして得た供試体上部の

図4

三軸圧縮試験装置

乾燥密度（  ρ d）upper と下部の乾燥密度（  ρ d）lower の測定試験結果 4）から，表 1 に示す各締固め方法の（  ρ d）ave に対する ρ dの密度比率［  ρ d/（  ρ d）ave-1］を求めている。三軸圧縮試験

3．‌局所変位計の設置と三軸圧縮試験方法

時には各供試体上部と下部の ρ d は測定できないため，全

図 4 に，三軸圧縮試験装置を示す。供試体を不飽和状態

体平均（  ρ d）ave に対する密度比率［  ρ d/（  ρ d）ave-1］から求めで自立させてから，基底応力 p net＝（σ v net＋2σ h net）/3＝10

た ρ d の推定値を用いた。また，供試体の上部と下部の w

kPa から 50 kPa まで 1 kPa/min 以下の速度で等方圧密し，は，全体平均と同じであることを仮定している。

基底水平応力 σ h net を保持したまま鉛直ひずみ速度 ε v＝60

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0.02%/min で排気・排水条件で単調鉛直載荷した。鉛直方
向の局所鉛直ひずみ ε v は供試体の直径両端に配置した 2
つの局所変位計（LDT ave : L＝170 mm）9）で通常のべディン
グエラーを排除した供試体の平均ひずみを測定した。さらに，供試体上部と下部の変形特性の違いを調べることを目的に，別個の小型局所変位計（LDT upper，LDT lower : L＝80mm）
を上半部と下半部に供試体端面を避けて 2 つずつ設置した（図 5）。
4．‌三軸圧縮試験の結果と考察
以下では図 3 に示した ρ d，S r 条件の供試体の三軸圧縮試験結果を，供試体上部，下部および平均に対応する部位
別の局所変位計のデータに基づき考察する。軸差応力 q は共通するロードセルから得られた値である。

図54.1 応‌ 力～ひずみ関係

鉛直方向の局所変位計の配置

図 6 に室内締固め供試体の q～ε v 関係例を示す。明確なピークまでは測定できなかったが，ε v＝1.5% 付近で q が一致する。ピーク前の割線剛性は供試体上部より下部が大きいことがわかる。この供試体の締固めエネルギーレベル
は 1.0E c であり，下部が上部よりわずかに ρ d が大きいことを考慮すると，この割線剛性の大小関係と整合する。また，供試体の全体平均は上部と下部の中間に位置している。この結果は，供試体上部と下部で割線剛性の大小が異なる場合，全体平均の割線剛性は直列の合成であることを示唆している。これについては，4.3 で E 0 データを基に詳しく議論する。
図 7 に現場締固め供試体の q～ε v 関係例を示す。図 6 と

図6

室内締固め供試体の q～ε（LDT）関係例
v

図7

現場締固め供試体の q～ε（LDT）関係例
v

類似して，ε v＝1.5% 付近で q がほぼ一致するものの，ピーク前の割線剛性は供試体下部より上部が著しく小さい。
現場締固め供試体は供試体上部が下部より ρ d が大きいことを考慮すると，この割線剛性の大小関係と一致しない。
文献 4）ではこれを現場締固め時に締固め表層に与えるせん断破壊による乱れの影響と考察している。また，供試体の全体平均は上部と下部の中間に位置し，ε v＝0.3% 付近
までは上部の挙動に近い。
4.2 初‌ 期ヤング率～乾燥密度関係
図 8 には全ての室内締固め供試体の初期ヤング率 E 0（Δε v ≈ 0.001%）に対する供試体上部，下部および全体平均の ρ d 関 係 を 示 す。 締 固 め 時 の S r を 15%～30%，30%～
60%，60%～80% 別にパラメーターとしている。文献 4）にも記載があるが，E 0 は ρ d の増加とともに増加するが，全体として締固め時の S r の影響を受けている。
供試体上部と下部および全体平均の E 0 関係に着目する加している。各供試体の上部と下部を比較すると特に S rと，全体平均の初期ヤング率（E 0）ave は殆ど上部と下部のの小さい供試体グループほど，ρ d の大きい供試体上部の中間に位置している。この傾向はばらつきがあるものの，

E 0 が下部より小さい。これは，図 7 で示した供試体上部が

ρ d や S r に関わらずほぼ同じ傾向である。

締固め時に受けた乱れの影響と考えられており 4），締固め

図 9 には全ての現場締固め供試体の E 0 に対する供試体時の S r が最適飽和度（S r）opt に近いほどその影響は小さい。

上部，下部および全体平均の ρ d 関係を示す。図 8 と同様

供試体上部と下部および全体平均の E 0 関係に着目するにプロットデータは締固め時の S r 別のパラメーターとしと，（E 0）ave は上部と下部の中間に位置するものが多い。

ている。全体の傾向として E 0 は室内締固め供試体と同様

また，供試体上部と下部の E 0 の差が大きい。これは，供に締固め時の S r の影響を受けながら ρ d の増加とともに増試体全体平均の（E 0）ave の評価では，非一様供試体の変形

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している。また，現場締固め時の乱れの影響を受けた現場
締固め供試体上部を色塗りデータ，現場締固め供試体下部
および室内締固め供試体上部と下部を白抜きデータとしてプロットした。全体の傾向として E 0 は室内締固め供試体
上部および下部と現場締固め供試体下部は締固め時の S rと ρ d の影響を受けつつ，類似傾向を示している。一方で，現場締固め供試体上部は締固め時に受けた乱れの影響で，同じ ρ d の乱れの影響の少ないデータと比べて低い E 0 を示しており，特に締固め時の S r が小さい 15%～30% のグループで顕著に表れている。つまり，この乱れによる E 0 の低下は締固め時の S r の影響を受けている 4）。このことから，図 9 にも示したが現場締固め供試体全体平均の（E 0）aveの測定では，非一様供試体の詳細な変形特性の評価が出来
図8ないことがわかる。

室内締固め供試体の E 0～ρ d 関係

4.3 非‌ 一様性の考慮を要する供試体条件の検討
締固め方法により供試体上部と下部の物性が大きく異なる場合，4.1，4.2 で示したように通常の（E 0）ave を測定する
方法では，締固め層の変形特性を詳細に把握することが難し い。 本 節 で は 試 験 結 果 か ら 得 ら れ た 局 所 的 な E 0 と（E 0）ave の違いに着目し，非一様な供試体として局所変形の検討が必要な供試体の条件について検討した。
供試体上部と下部で異なる E 0 を直列に合成して評価する方法を，フックの法則に基づき式（ 1 ）が成り立つと仮定して適用した。
（E 0）combined＝2/［1/（E 0）upper＋1/（E 0）lower］

（1）

ここで，
（E 0）combined は合成した初期ヤング率，（E 0）upper は供試体上部の局所的な初期ヤング率，（E 0）lower は供試体下
図9部の局所的な初期ヤング率である。

現場締固め供試体の E 0～ρ d 関係

図 11 には同一の供試体の上部と下部の E 0 から式（ 1 ）を用いて求めた（E 0）combined と，同時に得られる（E 0）ave の関係を示す。比較的一様な室内締固め供試体と，鉛直深度方向に締固め時の S r，ρ d の勾配と表層の乱れを有する非一様な現場締固め供試体をプロットしている。1：1 で示した補助線に一致するデータは（E 0）combined と（E 0）ave が一致することを意味する。
プロットデータは全体的に 1：1 の補助線に沿って分布しており，室内と現場締固め供試体の違いは殆どみられない。このことから式（1）の仮定は成立しており，締固め
方法に寄らずこの方法で局所変形と全体変形の関係を表すことが可能であることがわかる。
なお，全プロット 21 データの（E 0）combined/（E 0）ave-1 を整理した結果，平均値 μ ＝0.027，標準偏差 σ ＝0.116 であっ図 10た。μ ±σ を図 11 中の補助線に示したが，プロットデータ

室内と現場締固め供試体の E 0～ρ d 関係の多くが測定誤差を含む±12% 程度内にあることが確認された。
図 12 には室内締固め供試体と現場締固め供試体の上部特性を適切に評価することは困難であることを意味する。

と下部それぞれの E 0/
（E 0）ave-1～［  ρ d/（  ρ d）ave-1］関係を示

図 10 には全ての室内および現場締固め供試体の E 0 にす。横軸の［  ρ d/（  ρ d）ave-1］は，表 1 に示した（  ρ d）ave に対対する供試体上部および下部の ρ d 関係を示す。図 8 と同する上部と下部の ρ d の密度比率を百分率で示しており，様にプロットデータは締固め時の S r 別のパラメーターと供試体が非一様で ρ d 勾配が大きいほど絶対値が大きくな

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る。また，縦軸の E 0/（E 0）ave-1 は 0 に近いほど供試体上
部または下部の E 0 が（E 0）ave に近いことを意味する。4.2
で説明したが E 0 は締固め時の S r の影響を受けるため，締固 め 時 の S r が 15%～30% の プ ロ ッ ト は 中 塗 り，30%～
80% のプロットは中抜きとした。
E 0（/ E 0）ave-1 は全体的にばらつきがあるものの，全体的に［  ρ d/（  ρ d）ave-1］が 大 き い 現 場 締 固 め 供 試 体 ほ ど E 0/
（E 0）ave-1 の分布幅が大きい傾向にある。この分布幅が大
きいのは締固め時の S r が異なるためであるが，ここでは締固め時の S r が 15%～30% の中塗りプロットに着目する。
室内締固め供試体の E 0/（E 0）ave-1 は供試体上部と下部
ともに－0.2～0.1 の範囲でばらつきはあるが概ね 0 付近に位置し，（E 0）ave とほぼ同等である。締固め時の S r が 30%～80% の範囲を考慮すると，ばらつきの範囲は－0.3～0.5
図 11まで拡がるが，これは締固めエネルギーレベル 4.5Ec の供試
体下部に顕著に表れている。これは 4.5E c のような高い締 試体上部と下部の合成した（E 0）combineed と測定した供試
供体全体平均（E 0）ave 関係

固めエネルギーレベル条件での供試体作製は ρ d 勾配が大きくなるに加え，作製方法に起因する物性のばらつきが拡
大し E 0 と（E 0）ave の差異に影響を与えたことが考えられる。
一方，締固め時の S r が 15%～30% の現場締固め供試体
上部の E 0/（E 0）ave-1 は 0 付近であり（E 0）ave とほぼ同等である。これは現場締固め供試体上部の ρ d は比較的大きいが，乱れの影響で E 0 が低下しているためである。また，現場締固め供試体下部の E 0/（E 0）ave-1 は 0.1～0.3 とやや大きい。これは供試体上部の乱れの影響で（E 0）ave が低下し，乱れの影響が殆どない供試体下部の値が相対的に大きくなるためである。局所的に測定した現場締固め供試体下部のE 0 は締固め時の S r と ρ d の影響を受け，室内締固め供試
体 と 類 似 傾 向 を 示 す こ と は 図 10 で 示 し た が， 従 来 の（E 0）ave の評価では現場締固め時の表層の低剛性部の影響
で 20% 程度小さく評価してしまうことがわかる。
図 12

E 0/（E 0）ave-1～［  ρ d/（  ρ d）ave-1］関係

5．‌まとめ
現場と室内で締め固めた鉛直深度方向に非一様な供試体の変形特性を比較的簡便に評価する手法として，小型局所変位計を用いた供試体の上部と下部を別個に評価することを試みた。その結果，以下の知見を得た。
① ‌現場と室内で締め固めた供試体は程度が異なるが非一様であり，小型局所変位計で供試体上部と下部の変形特性を別個に評価することで両者の変形特性の差異が評価可能である。両者の初期ヤング率 E 0 の直列合成値（E 0）combined は全体平均値（E 0）ave とほぼ一致する。
②‌突固め法による室内締固め供試体は，締固めエネルギーレベルが 0.2E c，1.0E c 程度であれば，供試体の乾燥密度 ρ dは比較的一様に分布し，従来の三軸圧縮試験により得られる供試体全体平均の初期ヤング率（E 0）ave と供試体上部と下部の局所測定で得た初期ヤング率 E 0 との違いは無視できる程小さい。ただし，締固めエネルギーレベルが 4.5E c程度になると作製方法に起因する供試体物性や初期ヤング率のばらつきが生じやすい。

③‌現場締固め供試体は供試体の乾燥密度 ρ d が非一様であることに加えて，現場締固め供試体上部には締固め時の表層の乱れによる低剛性部の存在が示唆され，これらが現場締固め供試体の局所的な初期ヤング率 E 0 と全体平均値（E 0）ave の違いに大きな影響を与えている。現場締固め供試体の鉛直深度方向の変形特性はこれらのことを考慮して評価することが必要である。

謝

辞
本論文は筆者が東京大学工学系研究科社会基盤学専攻に在籍し，東京大学古関潤一教授にご指導頂きながらまとめた成果の一部です。末筆ではございますが，感謝の意を申し上げます。

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参考文献
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EVALUATION OF LOCAL DEFORMATION CHARACTERISTICS BY TRIAXIAL TESTSOF NON-UNIFORM SANDY SOIL SPECIMENSCOMPACTED IN THE FIELD AND IN THE LABORATORY
Y. Tomita
Strength and deformation characteristics of compacted soils are usually evaluated by a triaxial compression tests ofspecimens, which are compacted relatively uniformly in the laboratory. The compacted soil by the vibration rollers in
the field is non-uniform in the vertical depth direction because the gradient of dry density and saturation degree in thedepth direction of each compaction layer by the distribution of the load transmitted from the contact surface is large.
As a quality control method for earth filling works, nondestructive inspection such as soil stiffness index is sometimes
applied, but the average value of non-uniform compaction layers is measured. Therefore, unsaturated specimens
retrieved from the test fill produced by the field compaction test and specimens produced by compaction using thesame soil in the laboratory were prepared, and triaxial compression tests were performed. Local displacementtransducers were installed to evaluate the local deformation characteristics according to the vertical depth of thespecimen and compared with the average deformation characteristics of the whole specimen. As a result, it was foundthat the local low stiffness part had a large effect on the overall average and could not be neglected, because thespecimen compacted in the field was non-uniform.

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