東急建設技術研究所報 No. 46

U.D.C 624.13

飽和度の影響を考慮した現場と室内で締固めた砂質土の強度・変形特性の比較
冨田

要

約：

佑一 ＊

近年の ICT 技術導入の推進により，盛土構造物は施工品質の向上が期待され，地震や豪雨災害の軽減・防止や盛土施工管理の効率化が求められている 1)。盛土構造物の施工では設計で定めた要求性能を満足するために，通常の現場施工管理において設計定数と相関のある間接的な物性指標が測定されるが，最近では，現場不飽和盛土での CBR や30

値は，乾燥密度に加えて締固め時の飽和度に強く影響されることが確認され，上記の相関検討には，乾燥密度に加えて締固め時の飽和度を考慮する必要がある。また，三軸試験供試体は室内で変形が拘束されたモールド内で比較的均質に突き固めて作製されるが，現場締固めでは，各締固め層で深さ方向に大きな密度勾配が生じる。また，地盤の拘束が弱いため締固め時に大きなせん断変形を生じる可能性がある。今回，大型鋼製土槽内に小型締固め機械を用いて作製した試験盛土で実大締固め実験を行い，試験盛土から採取した乱れの少ない試料と同じ土質を用いて室内で締固めた供試体の三軸排水試験を行い，両者の強度変形特性を比較した。その結果，現場締固め土の鉛直方向の非一様性を考慮した上で，主影響要因として乾燥密度と飽和度を考慮することで評価できることを確認し，副次要因として現場締固めに伴う表層に乱れが生じている可能性があることを示唆した。
キーワード：

盛土，乱れの少ない試料，締固め，飽和度，振動ローラー目

1．はじめに4．三軸圧縮試験の方法

2．試験盛土と室内供試体の作製

5．三軸圧縮試験の結果と考察

3．三軸供試体内の乾燥密度勾配の測定

6．まとめ

次：

1．はじめに鋼製土槽内に小型締固め機械を用いて作製した試験盛土で盛土構造物の品質は，大型締固め機械の利用による締固実大締固め実験を行い，試験盛土から採取した乱れの少なめエネルギーの向上や GNSS 等の締固め機械の位置情報

い試料と同一の土質を用いて室内で締固めた供試体の三軸管理の活用による面的な施工管理によって一般的に向上し排水試験を行い，両者の強度変形特性を比較した。その結てきた。その一方で，近年では地震・豪雨等による被害軽果，現場締固め土の鉛直方向の非一様性を考慮した上で，減，維持管理費の低減，高度利用のために盛土構造物のよ主影響要因として乾燥密度 ρ d と飽和度り高い性能が強く求められている 1)。これに応じて，設計を評価できることを確認し，副次要因として現場締固めにで要求性能を適切に定めて，それを満足する施工の管理が伴う乱れの影響の可能性もあることを示唆した。

rを考慮すること必要となる。通常は設計定数を反映した物性指標を測定し2．試験盛土と室内供試体の作製て間接的にその確認をする。その指標として，土の締固め度（乾燥密度 ρ d），支持力（現場 CBR 等），地盤反力係数（30盛土材は最大粒径mm，細粒分含有率値等）が測定されているが，これら物性指標と三軸maxc=2.0 mm，平均粒径50=0.25=9.0% の砂質土（稲城砂）であり，圧縮試験などで設計条件（通常湿潤・飽和条件）の下で測

図 1 に 1.0定した強度・変形特性の相関が必要となる。の締固め曲線を示す。1.0（A‑c 法），4.5c（E‑c 法）お よ び 0.2cc において，最適含水比cでopt=33014.2%，最大乾燥密度 ρ dmax =1.684 g/cm であり最適飽和r に強く影度（ r）opt =64.1% である。試験盛土（図 2）は幅 2.2 m×響され 2)，湿潤化・飽和化後の強度変形特性にも締固め時

延長 3.2 m×高さ 0.6 m の鋼製土槽内に，締固め試験で圧の飽和度縮しない程度に締め固めた干渉層（厚さ =0.3 m）の上に最近の研究によると，現場不飽和盛土での CBR や値は，乾燥密度 ρ d に加えて締固め時の飽和度rの影響は残る。したがって，上記の相関の検討には，乾燥密度 ρ d に加えて締固め時の飽和度を考慮実験対象層を作製した。実験層は，含水調整した盛土材をする必要がある。また，三軸試験供試体は室内で通常変形1 層（転圧後の層厚 =0.21 m 程度）で撒き出し，締固めが拘束されたモールド内で比較的均質に突き固めて作製さ機械を均等に通過させて作製した。締固め機械は，起振力れるが，現場締固めでは，各締固め層で深さ方向に大きな11.8 kN，質量 605 kg，幅 0.7 m のハンドガイドタイプの 1r3)

ton 振動ローラーである。

密度勾配が生じる 。また，地盤の拘束が弱いため締固め三軸圧縮試験の供試体（ϕ100 mm× 200 mm）は，試時に大きなせん断変形を生じる可能性がある。今回，大型＊技術研究所

土木材料グループ89

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験盛土から押切式ブロックサンプリング（JGS1231）で採を意味する。試験盛土供試体では，ばらつきがあるが平均取した乱れの少ない試料と，室内で鋼製モールド内に 5 層的に局所乾燥密度上部（ρ d）local は平均乾燥密度（ρ d）ave のに分けて重量調整した盛土材を投入して均等に突き固めて＋2% 程 度，局 所 乾 燥 密 度 下 部（ρ d）local は 平 均 乾 燥 密 度=（ρ d）ave の−2% 倍程度異なる。一方，室内突固め供試体で=15%〜75% 程度に含水調整しは，局所乾燥密度上部（ρ d）local は平均乾燥密度（ρ d）ave の作製した供試体である。これらの供試体は，含水比4%〜17% 程度，飽和度rている。

−0.5% 倍程度，局所乾燥密度下部（ρ d）local は平均乾燥密度（ρ d）ave の＋0.5% 倍程度異なる。以降示す三軸圧縮試験を実施した供試体では供試体上下部の局所乾燥密度（ρ d）localは測定できないため，平均乾燥密度（ρ d）ave の測定値から上記の局所乾燥密度（ρ d）local の平均勾配を用いて推定した。図 1 に示す局所乾燥密度（ρ d）local は，このようにして推定した値である。

図1

締固め曲線と供試体条件（上部と下部の（ρ d）local は，供試体内平均密度勾配に基づく推定値）

図3

図2

供試体の上部と下部の乾燥密度の測定値

試験盛土の概要

3．三軸供試体内の乾燥密度勾配の測定
試験盛土供試体と室内突固め供試体の強度変形特性に与える乾燥密度 ρ d と締固め時の飽和度rの影響を詳細に調べるために，供試体各々を上下 2 分割してそれぞれの乾燥密度 ρ d と飽和度rを測定した。図 3 に，締固め曲線とともに，試験盛土供試体と室内突固め供試体の，供試体全体の平均乾燥密度（ρ d）ave と上下部それぞれの局所乾燥密度（ρ d）local を示す。試験盛土供試体では上部の局所乾燥密度（ρ d）local は下部よりも 0.1 g/cm 3 程度大きいことが分かる。
これは，一般的に知られている盛土中の鉛直密度勾配の傾向と一致する 3)。一方上下部の含水比ないので，上部の飽和度r

図4

供試体の局所乾燥密度と平均乾燥密度の関係にはほとんど差がは下部よりも大きいことを示

4．三軸圧縮試験の方法している。室内突固め供試体では，試験盛土供試体に比べ

図 5 に，三軸圧縮試験装置を示す。供試体を不飽和状態て上下部の局所乾燥密度（ρ d）local に大きな違いは見られで 自 立 さ せ て か ら，基 底 応 力 p=(σ  +2σ  )3=10ず，比較的一様である。局所乾燥密度（ρ d）local は供試体下kPa から 50 kPa まで 1 kPa/min 以下の速度で等方圧密部の方が若干大きい傾向があるが，これは突固め時の締固し，基底水平応力 σ h net を保持したまま鉛直ひずみ速度 εめエネルギーが下層ほど累積するためと考える。

=0.02%min で排気・排水条件で単調鉛直載荷した。鉛直

図 4 に，供試体の上下部の局所乾燥密度（ρ d）local と平均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乾燥密度（ρ d）ave の関係を示す。1：1 線は（ρ d）local=(ρ d）ave

2 つの局所変位計（170 mm LDT）で 4)，全体の鉛直ひず

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み ε v は外部変位計（EDT）により測定した。さらに，供供試体上下部毎の割線ヤング率 E(=(q2)ε  2)

試体上部の変形特性の違いを調べることを目的に，別個のの値に基づいて検討する。

局所変位計（80 mm LDT）を上半部と下半部に 2 つずつ

図 8 に，試験盛土供試体と室内突固め供試体の長さ 80設置した（図 6）。また，局所水平方向ひずみ ε h を，クリmm の LDT で測定した局所鉛直ひずみ ε v=0.5% 程度までップゲージ（CG）により供試体の上中下の 3 箇所で測定の軸差応力と鉛直ひずみ ε v の関係，及び局所鉛直ひずみした。

ε v と CG で測定した局所水平ひずみ ε h から求めた体積ひずみ ε(=ε+2ε) と鉛直 ε v の関係を示す。図中に示す
局 所 乾 燥 密 度（ρ d）local は，図 4 に 示 す 平 均 乾 燥 密 度（ρ d）ave と局所乾燥密度（ρ d）local の平均的関係に基づいて（ρ d）ave の測定値から推定した値である。対応する供試体
上下部の飽和度
ら含水比rは，推定した局所乾燥密度（ρ d）local かは供試体上下部で同一と仮定して求めた値である。図 8 に示す応力〜ひずみ関係は，ベッディングエラーを含まない局所変形を供試体上下部で別個に測定した結果であるため，図 7 に示す結果よりも締固め土の挙動を詳細に捉えている。まず，最大軸差応力/2=120 kPa 程max

度までのヤング率は，供試体上部と下部のそれぞれで，試

図5

三軸圧縮試験装置

図7

試験盛土供試体と室内突固め供試体の軸差応力と鉛直ひずみ（外部変位計）の関係 l

図8る。しかし，ピーク前の剛性は室内突固め供試体が試験盛試験盛土供試体と室内突固め供試体の軸差応力と鉛直ひずみ（ε v=0.5% 程度まで）の関係および体積ひずみと鉛土供試体よりも大きい。この剛性の違いの原因は，以下で直ひずみの関係（上部と下部個別の LDT）l

図6

水平・鉛直方向局所変形計の配置

5．三軸圧縮試験の結果と考察
図 7 に，代表的な試験盛土供試体と室内突固め供試体の軸差応力と鉛直ひずみの関係の比較を示す。鉛直ひずみは外部変位計で測定したものであり，両供試体の平均乾燥密度（ρ d）ave および供試体作製時の飽和度る。最大軸差応力

maxrは類似していは，試験盛土供試体は 235.8 kPa，室内突固め供試体は 252.2 kPa となり，類似する平均乾燥密度（ρ d）ave，締固め時の飽和度rを持つ両者で近い値であ91

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験盛土供試体の方が室内突固め供試体より小さい傾向を示している。室内突固め供試体の上部と下部で比較すると，下部の方はヤング率が大きく体積ひずみ ε vol は膨張傾向が早く現れている。この相違の理由の一つは，下部の方が局所乾燥密度（ρ d）local が若干大きいことが考えられる。一方，試験盛土供試体の上下部を比較すると，上部の方が下部よりもヤング率がかなり小さく体積ひずみは収縮傾向がかなり強い。これが，図 7 において同一の平均乾燥密度（ρ d）ave に対して室内突固め供試体の方が試験盛土供試体よりも平均的に剛性が低いことの一因となっている。しかし，試験盛土供試体の上部の方の剛性が低いことは，上部の局所乾燥密度（ρ d）local の方が下部よりも大きいことから局所乾燥密度（ρ d）local の大小では説明できない。後ほど，この試験結果と他の多くの同様な結果を総合して，このよ

図9

最大軸差応力と平均乾燥密度（ρ d）ave の関係

図 10割線ヤング率と局所乾燥密度（ρ d）local の関係

うなヤング率の傾向を，乾燥密度 ρ d と締固め時の飽和度，及び試験盛土での乱れの影響によって説明することをr試みる。
図 9 に，全ての最大軸差応力

maxと平均乾燥密度（ρ d）aveの関係を示す。データは，締固め時の飽和度r

別に異なる記号で示されている。同じ平均乾燥密度（ρ d）ave であっても飽和度rが低いほど最大軸差応力maxが大きいこと

rは強い影響が（ρ d）ave 関係に対して飽和度から， max 〜あることが分かる。また，締固め時の飽和度rるほど乾燥密度 ρ d の増加による最大軸差応力maxが低くなの増加率が大きくなる傾向にあり，この傾向は前述した締固め土の強度変形特性に与える締固め時の飽和度rの影響に関する既往の研究 2)と一致している。後に，この傾向を定式化する。また，飽和度rの影響を考慮すれば試験盛土供試体と室内突固め供試体の最大軸差応力max〜（ρ d）ave 関係は類似している。このことは，現場締固め土には鉛直方向に乾燥密度 ρ d 勾配と対応する飽和度燥密度 ρ d と飽和度飽和度力rrr

勾配があるが，乾飽和度の平均値を持つ室内突固め供試体と最大軸差応と図 10 に，全ての割線ヤング率50が高いことが一因であることを示唆している。

50のそれぞれを ρ d とrを変数とした独立な関数の積とした以下の経験式によるものである。

は同じであることを示唆している。

maxr

図 9，図 10 中の曲線群は既往の研究 2)を参照して， maxの局所値と同じ値の乾燥密度 ρ d とと局所乾燥密度（ρ d）localq=f (S )·f (ρ)()E=f (S )⋅f (ρ)()の関係を示す。データは供試体上下部で分けてプロットしてあり，局所乾燥密度（ρ d）local の推定値に対応する飽和度

ここで，f (ρ) と f (ρ) は ρ d の関数であり，両者はの値に応じて異なる記号で示してある。破線は，同一同一であると仮定して図 9，10 に示すように次式でフィッrトできることが分かった。の供試体の上下部の対のデータを示す。図 9 に示す最大軸差応力

maxの場合と同様に，同じ平均乾燥密度（ρ d）ave であっても締固め時の飽和度50r

f (ρ)=f (ρ)=が高いほど割線ヤング率

飽和度r50r50はrの関数であり，それぞれ以下のように同定した。図〜（ρ d）local

値 /ρ w−0.4）9.0 とは強い影響があり飽rの増加率が大きくなる傾向にあり，この傾向は最と締固め時の飽和度r5050の測定値の関係を，図 12 に式 2 に基の 測 定 値 /( ρ d の 測 定 値 /ρ w −0.4）9.0が低くなるほど乾燥密度 ρ d の増加による割線ヤン和度)

11 に式 1 に基づき f (S)=“ max の測定値 /( ρ d の測定
づ き f (S)=“グ率(

ここで，ρ w は水の密度である。一方，f (S) と f (S)に対する締固め時のの影響が明白である。これらから，関係に対しても締固め時の飽和度が小さいことが分かる。特に図 9 とは異なり，同一の供試体の上下部での割線ヤング率ρ ρ −0.4rの測定値の関係を示す。図 11 でのの場合よりも明白である。これらの結果かf (S)〜ら，図 8 に示されたように試験盛土供試体の上部は局所乾の飽和度

燥密度（ρ d）local が大きいにも関わらず，割線ヤング率ているが，試験盛土供試体と室内突固め供試体で類似の傾大軸差応力

max50rr

関係は，図 9 における同一の乾燥密度 ρ d での変化に伴う最大軸差応力maxの変化を示し向を確認できる。図 12 での f (S)〜 r 関係は，図 10 にが下部よりも目立って小さいのは，上部の方が締固め時の92東急建設技術研究所報 No. 46

おける同一の乾燥密度 ρ d での飽和度ヤング率50rの変化に伴う割線

適含水比opt付近の方が乾燥密度 ρ d が最大になりやす

く，締固めエネルギーの増加による盛土地表面沈下量の変化を示している。試験盛土供試体の下部=4〜16および室内突固め供試体の上部と下部の三者には同等の傾が増加する。図 14 に，締固め機械の通過回数向が確認できる。しかし，試験盛土供試体の上部は，締固回で実施した平板載荷試験（PLT），小型 FWD（FWD‑が低くなるほど f (S) は相対的に低くLight）および簡易支持力測定器（キャスポル）で測定しため時の飽和度rなる傾向がある。既往の研究 5)によると，ローラー転圧に30値 を，図 11，12 と 同 様 に f (S)=“30の測定値 /9.0よる模型実験において，転圧回数の増加とともに，地表面( ρ d の測定値 /ρ w −0.4） と締固め時の飽和度付近に密な層が形成されるが，地表面付近は土粒子が回転値の関係に整理した結果を示す。f (S) は，測定法によrの測定しながら移動するため水平方向への地盤変形が著しい。本って値は異なるが，共通して締固め時の研究においても，試験盛土供試体の上部にはこのメカニズ

ら 65% 程度に増加すると減少してゆく傾向は明白であり，rが 30% 程度かムによる地表面付近の乱れの影響を受けている可能性が考

図 11，12 での傾向と整合している。締固め時の飽和度えられる。

=30% 未満ではいずれの測定方法も飽和度=5.2%，7.9%，12.4%，13.7% の 4 ケ

図 13 に，含水比ースの試験盛土の作製時での盛土地表面沈下量
め機械の通過回数
水比験盛土上部の=1，4，8，12，16 の関係を示す。含ら，原位置締固め盛土では，強度と剛性は乾燥密度 ρ d の増加に伴って増加するが同時に飽和度の増加によっていほど締固めに伴って乱される要因があると推定される。

が大きい。これは，図 1 に示すように，最に対する f  (S)〜 r 関係

図 12

図 14
図 13r=12.4% の場合は最も盛土地

optmaxの傾向と類似している。これらのことか減少することが確認できる。また，試験盛土では表面に近表面沈下量

図 1150が小さい。また，

最適含水比付近である

r=30% とf (S) が同程度か低下する傾向があり，図 12 に示す試と締固が 5.2% と最も低い場合が他の高い場合よりも転圧

回数 16 回における盛土地表面沈下量r

試験盛土作製時の沈下量と転圧回数の関係

9350に対する f (S)〜 r 関係

試験盛土での原位置試験による
r 関係30に対する f (S)〜東急建設技術研究所報 No. 466．まとめ

また，表層に近いほど締固めに伴う乱れの影響が強くなっ現場で締め固めた盛土と室内で三軸試験用の締固めた供ている可能性がある。これらの結果，表層に近いほど剛性試体の変形強度を比較することは，かなり複雑であることが低くなる傾向になる。従って，原位置締固め盛土の強度を示した。すなわち，乾燥密度 ρ d が増加すると強度と剛と室内三軸圧縮試験の結果から推定するためには，深さ方性は増加するが飽和度向の ρ d とrが増加すると強度と剛性は低下rの分布を考慮して局所的な値に基づいて推定する。一方，現場締固め盛土では表層に近いほど ρ d が大する必要がある。また，現場では締固めに伴う乱れの影響きくなるが，含水比の可能性もあり，今後の研究が必要と考える。

謝がほぼ一定のためrは増加する。

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，東京理科大学龍岡文夫教授にご指導頂きながら現在までの成果をまとめたものです。末筆ではございますが，感謝の意を申し上げます。
参考文献
1) 龍岡文夫，平川大貴：土構造物の要求性能の実現を目指した盛土締固め管理の合理化に関する研究委員会活動報告，第 16 回地盤工学会関東支部発表会，2019 年．
2) Tatsuoka, F., Gomes Correia, A.（2018）: Importance of controlling the degree of saturation in soil compaction linked to soilstructure design,

17, pp. 3‑23, 2018.

3) 公益社団法人地盤工学会：地盤工学・実務シリーズ 土の締固め，2012 年
4) Goto, S., Tatsuoka, F., Shibuya, S., Kim‑Y.‑S., Sato, T.（1991）: A simple gauge for local small strain measurements in thelaboratory, Soils and Foundations, vol. 31, No. 1, pp. 169‑180, 1991.
5) 平川大貴：砂地盤内における応力分布の検討，東京大学修士論文，2000 年

COMPARISON BETWEEN STRENGTH AND DEFORMATION CHARACTERISTICS
OF SANDY SOIL COMPACTED IN THE FIELD AND THE LABORATORYTAKING INTO EFFECTS OF THE DEGREE OF SATURATION
Y. TomitaAlong with an increase in available compaction energy level and the development of intelligent construction technology,
the quality of embankment structure has become better. Yet, the properties of compacted soil that are to be referred indesign should be properly evaluated. To this end, the stiffness indexes of compacted soil layers are often measured forcompaction control.
Then, the relationship between the field stiffness index and the stress‑strain properties of field‑compacted soil becomes
necessary while the relationship between the field stress‑strain properties and those evaluated by triaxial compression
tests should be ensured.
In this study, these topics were studied by performing full‑scale compaction tests together with several types of field soil
stiffness tests and a series of triaxial compression tests on undisturbed samples from the test fill and specimens compacted
in the laboratory. It was found that these relationships are rather complicated due to the fact that the strength and stiffness
increase with an increase in compacted dry density ρ d while decreases with an increase in the degree of saturation
whereasrr,increases with ρ d at constant water content at deeper levels at a given moment and with an increase ofcompaction energy during compaction. Moreover, it is likely that the compacted soil is disturbed more in soil layers closer
to the ground surface during compaction. These factors should be taken into account when estimating the field strengthand stiffness properties from field‑measured stiffness index and/or from the stress‑strain properties evaluated bylaboratory tests.

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