東急建設技術研究所報 No.37

東急建設技術研究所報No.37

U.D.C 691.328.4
U.D.C 691.328.4

流動性と自硬性を有した埋戻し材の変形特性
流動性と自硬性を有した埋戻し材の変形特性

古垣内 ＊靖＊

古垣内
要約：

靖

流動性と自硬性を有した埋戻し材（流動化処理土等）を既存杭の引抜き処理後など杭周辺に利用する際、設計上見込んだ値より、強度や剛性（変形係数）が大きくなる可能性がある。このことから、本報では、埋戻し材の強度と変形係数の関係を把握することで、杭の設計上、埋戻し材を評価できるものと考え、低強度範囲における強度と変形係数の関係を一軸圧縮試験によって確かめた。一方、泥水中への流動化処理土の打設において、打設後のボーリング調査を実施した。その結果、N 値のばらつきや強度低下が認められたが、強度と変形係数との関係は保持されていることがわかった。また、流動性と自硬性を有する埋戻し材
で、スラッジ水・砂・セメント等を混合した低強度モルタルについて、セメント量をパラメータに一軸圧縮試験を行い、強度と変形係数との関係も把握した。

ｷｰﾜｰﾄﾞ：目

地盤改良，流動化処理土，変形係数，低強度，生石灰

次 ： 1.はじめに

4.その他の埋戻し材の変形特性

2.埋戻し材の課題

5.まとめ

3.流動化処理土(LSS)の変形特性

1.

はじめに
新設杭

流動性と自硬性を有した埋戻し材（流動化処理土等）
は、締固めを必要としないことから狭小な空間や締固フーチング

既存杭
引抜き後埋戻し材に置換め困難な箇所などを埋戻し・充填する際に広く利用さ空隙れている。特に、最近では、都市部における建替え等杭で既存地下躯体や既存杭の撤去後の埋戻しに流動化処地盤沈下

杭

水平力理土等が用いられている。
しかし、このような埋戻し材の利用は、杭等の設計埋戻し材にて空隙充填

自然地盤に比べ変形係数が大きいことが多いにおいて精査されていることが少なく、設計値より大きい強度や剛性（変形係数）であれば安全であると判

杭の水平ばね
埋戻し材の変形係数がばねに影響する
埋戻し方法
によっては強度低下が生じる断していることが多い。
本報では、埋戻し材として最も多く用いられている流動化処理土において、杭基礎等で用いられている地盤定数を見据え低強度範囲における変形特性について試験を行った結果と、杭の引抜き後に実際に流動化処付
着理土を打設した部分をボーリング調査する機会を得た

更なる地盤
沈下
滑る

のでその結果も合わせて報告する。
さらに、流動化処理土以外の埋戻し材として、スラ新設杭ッジ水をベースにした低強度のモルタルや生石灰による地盤改良の強度と変形係数との関係を試験したので既存杭引抜き後の埋戻し利用の場合報告する。
2.

高強度の場合杭に付着する

図１

低強度の場合地盤と共に下がる

基礎下の空隙充填利用の場合

埋戻し材の利用例と課題と 20～300(E=700N kN/m2 より)に相当、あるいは関埋戻し材の課題
図１に流動性と自硬性を有する埋戻し材の杭基礎で東ローム層の数倍以上で、杭頭部の地盤としてはかなの利用例を示す。一般の埋戻し材(東京都建設局標準仕り大きな値となる。

様「主に道路占用掘削工事に伴う埋戻し利用」)の一軸

また、地盤沈下に伴う突出杭周辺の充填材としての圧縮強度は qu=130～550kN/m2 程度で、図２により変利用では、強度が大きいとその後圧密沈下した場合、形係数に換算すると E50 =0.15～2.0×105kN/m2 となる。

充填材が杭に付着し地盤と共に下がらずに、充填部のこの値は杭の水平力検討時の砂地盤の N 値に換算する下部に空隙が生じる可能性がある。

＊建築本部 建築技術部
建築技術部
*建築本部

4141

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関東ローム等(自然地盤)を想定(qu≦100kN/m2)

つまり、一般に用いられている流動化処理土(標準仕様等)の強度や剛性（変形係数）は、杭の設計等におい60

E50≒350quは言いきれない。
一方、既存杭引抜き後の埋戻しにおいて、引抜かれ30た杭孔は地下水や泥水で満たされていることが多く、

E50≒115qu

埋戻し材は泥水中への打設となる。この埋戻し材の打0設方法によっては、埋戻し材が泥水と混じり強度不足

N 値(N=E50/700)てはかなり大きな値となり、場合によっては安全側とを起こしたり、その後の新設杭の施工時において、孔流動化処理土標準仕様(qu=130～550kN/m2)

壁崩壊を引き起こしたり、セメント分混入によるベントナイト水溶液のゲル化の問題を引き起こす可能性が3.

流動化処理土の強度と変形係数との関係(文献 1)に加筆)

図２ある。

表１

流動化処理土(LSS)の変形特性度における流動化処理土の一軸圧縮強度(qu)と変形係CASE
固化材添加量3
ω (kg/m )数(E50)の関係を試験結果から明らかにする。計画強度

解泥密度ρ(g/cm )は関東ローム層または同等以下の qu≦100kN/m2 程度

フロー(mm×mm)

自然地盤の一般的な強度や変形係数を想定し、低強と し 、 表 １ に 示 す 試 験 体 ( 固 化 材 添 加 量 ω =10 ～50kg/m3)の一軸圧縮試験を行った。流動化処理土の原

7日

材料はローム・腐植土を除く建設発生土で、解泥密度

28日（加水・解泥した泥水の密度）ρ=1.45g/cm3 、フロー試験体の種類と試験結果
12345

10203040503

1.46375×375

1.46345×345

1.47330×330

1.47300×300

1.48310×310

2- 注)
3.3

8.0

12.7

17.0

50.0

q u (kN/m )

15.7

44.3

87.7

167.7

E 50 (kN/m )

930

4280

1328044550

q u (kN/m )2235830注)脱型不可値 F=400±20mm とし、固化材は高炉セメント B 種とした。混練りした試料は、直径 50mm 高さ 100mm の3000モールドに入れ、20℃恒温機にて封かん養生とした。
qu（kN/m2）

図３に固化材添加量と一軸圧縮強度の関係を示す。
添加量が少ない範囲(ω=10～30kg/m3)では強度の伸びは小さく、それ以上に添加量が増えると強度が大きく

一軸圧縮強度増 強 す る 傾 向 と な っ た 。 さ ら に 添 加 量 ω =50 ～200kg/m3 の範囲(過去の実績)では、ほぼ直線的な関係となった。図 4 に一軸圧縮強度と変形係数の関係を示す。若干のばらつきを有するものの、qu≦3000kN/m2の範囲の一軸圧縮強度と変形係数との関係は、既往の低強度配合（LSS)

2000
1500
1000
5000

結果(図２)とほぼ同様の正比例の関係にあることが確か

過去実績（LSS)

2500められた（推定式:E50=157qu）。図 5 に低強度範囲にお050100150200250

固化材添加量 ω（kg/m3)

ける一軸圧縮強度と変形係数の関係を示す。低強度の

図３

固化材添加量と一軸圧縮強度との関係

範囲では、推定式より試験結果がやや大きめになった。
8.00E+04

6.00E+05

変形係数 E50（kN/m2）

低強度配合(LSS)
E50 = 157qu

杭孔（LSS)

4.00E+05
3.00E+05
2.00E+05

変形係数 E50（kN/m2）

過去実績(LSS)
5.00E+05

6.00E+04
E50 = 157qu

4.00E+04

2.00E+04

過去実績(LSS)
低強度配合(LSS)
杭孔（LSS)

1.00E+05
0.00E+00

0

図４500

1000

1500

0.00E+00

2000
2500
3000
一軸圧縮強度 qu (kN/m2)

一軸圧縮強度と変形係数との関係

図５42420100

200

300
400500
一軸圧縮強度 qu (kN/m2)

一軸圧縮強度と変形係数との関係（低強度範囲）

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No.A

引抜き後の杭孔に、流動化処理土を打設した後、ボ-20ーリング調査を実施した。既存杭は、中掘り工法の鋼No.B

N値0204060-200

管杭で杭径 900mm、杭先端レベル約 GL-43m である。

N値
02040600

既存杭の引抜き方法は、既存杭径より大きいケーシ
ングで杭周面と地盤とのフリクションを全長に渡りカサンプリングットした後、既存杭を引き抜いた。その際、引抜き後‐10‐10孔内水平載荷試験

深度 GL‐(m)液を投入した。鋼管杭径は 900mm に対し、杭に仮設のブラケットが取り付いていたため、ケーシング径は大きめの 2000mm を用いた。
引抜き後の埋戻し方法は、流動化処理土をトレミー

深度 GL‐(m)の杭孔には、孔壁崩壊しないようにベントナイト水溶‐20サンプリング‐20管で安定液中に打設した。流動化処理土は東京都建設：流動化処理土局標準仕様（主に道路占用掘削工事に伴う埋戻し利用）の一軸圧縮強度は qu=130～550kN/m2 とした。

‐30‐30‐40‐40：埋土（粘性土主体）

ボーリング調査は、埋戻し３週後に標準貫入試験と孔内水平載荷試験を実施し、４週後に一軸圧縮試験を行った。No.A,No.B について図 6 に柱状図を示す。
ケーシング径 2000mm に対し既存杭径が 900mm のため、その間の土砂が杭孔内に落ち杭孔内の下部は埋土となった。No.A,No.B とも同様の引抜き方法を同仕支持層（固結シルト）様の流動化処理土にて埋戻したが、流動化処理土に置‐50き換えられた部分の N 値は２つのボーリングで大きく‐50

図６異なる結果となった。No.B の流動化処理土部分は、一既存杭の引抜き・流動化処理土打設後の柱状図

部埋土が介在しており、No.A に比して打設時に土砂を多く混入した安定液と流動化処理土が混合したものと

表２流動化処理土打設後の一軸圧縮試験結果思われる。No.B で採取した流動化処理土部分の一軸圧

No.B（GL-8.5m)

No.B(GL-18.5m)

100

100

100

100

100

130～550-70.4
13500

180.840300

15.1
1220

68.28660

配合設計値
固化材添加量ω (kg/m3)
2q (kN/m )28日 u
2E 50(kN/m )縮試験結果を表２に示す。一軸圧縮試験結果は、設計値を大きく下回り安定液・土砂の混入の影響が強度的にも認められた。ただし、一軸圧縮強度と変形係数と2E(LLT)=14000kN/m (No.B GL-9.5m)の関係は強度低下したものの保持されている傾向が認められた（図５参照）。なお、No.B の GL-8.5～-9.5ｍ

表３の一軸圧縮試験による E50 と孔内水平載荷試験の E(LLT)

スラッジモルタルの試験体種類と試験結果
25SM-1500～1000
50

SM-21000～2000
100

3103103103101518

1500

14651395q u (kN/m )1.75
170×170692.0

1.70
175×170
1300.01.77
170×170
2380.01.75
170×1704985.0E 50(kN/m )1138404072007438002606800

CASE
2

目標強度(kN/m )3
固化材添加量 ω(kg/m )は、ほぼ同等の結果となった。

3スラッジ水(kg/m )34.

砂(kg/m )その他の埋戻し材の変形特性

3

密度ρ(g/cm )フロー(mm×mm)

流動性と自硬性を有する埋戻し材として、スラッジ

228日

水に砂および固化材（普通ポルトランドセメント）を

2SM-0.5200～500

SM-43000～4000
200

3スラッジ水の密度1.2g/cm

練混ぜた低強度モルタル（以下スラッジモルタル）が6000ある。原料に地盤を含んでいないことから地盤改良の過去実績（LSS)

qu（kN/m2）

分類とはならない。
このスラッジモルタルについて固化材の添加量を変化させ、一軸圧縮試験を実施した。表３に試験体の種

一軸圧縮強度類と試験結果を、図７に固化材添加量と一軸圧縮強度との関係を示す。スラッジモルタルは、スラッジ水自体にセメント分を有するために、流動化処理土と比較して少ない固化材添加量で強度発現することがわかっ

5000

低強度配合（LSS)
スラッジモルタル

4000
3000
2000
1000

た。
0

図８、図９に流動化処理土とスラッジモルタルの一軸圧縮強度と変形係数との関係を示した。また、スラ

050100150200250固化材添加量 ω（kg/m3)

リー状でないため、流動性は期待できないが、埋戻し

図７4343

固化材添加量と一軸圧縮強度（スラッジモルタル）

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材として利用されている生石灰を用いた地盤改良土の1.00E+06

一軸圧縮試験結果も記載した。さらに、ソイルセメン
強度が大きい範囲になるとスラッジモルタルの変形係数はやや大きい傾向を示したが、全般的には、流動化処理土・スラッジモルタル・生石灰による地盤改良は、ソイルセメントコラムを含めほぼ同程度の範囲に分布し、一軸圧縮強度と変形係数は正比例関係にある

過去実績(LSS)

変形係数 E50（kN/m2）

トコラムの強度―変形係数の関係 2)も併記した。

ことが確かめられた。
5.

8.00E+05

スラッジモルタル
生石灰

6.00E+05

ソイルセメントコラム
流動化処理土(図２事例)

E50 = 157qu

4.00E+05
2.00E+05
0.00E+00

まとめ

低強度配合(LSS)

0500

1000

1500

一軸圧縮試験結果から、低強度の流動化処理土の強度と変形係数の関係はほぼ正比例であることが確かめ

図８20002500
3000
一軸圧縮強度 qu (kN/m2)

一軸圧縮強度と変形係数との関係られた。よって、固化材添加量の調整で、低強度や変8.00E+04

形係数の小さい改良土を構築できるため、杭基礎周辺ると思われる。
一方、ボーリング調査から、水中打設の影響で強度低下が認められたこと、打設による影響で強度低下が生じても、強度と変形係数の関係は余り大きく崩れる事がないことから、打設方法を考慮した流動化処理土の強度推定と、強度低下の起きにくい打設方法の検討

変形係数 E50（kN/m2）の埋戻し材としての設計等に反映することが可能にな
6.00E+04
E50 = 157qu

4.00E+04

過去実績(LSS)
低強度配合(LSS)
杭孔（LSS)
スラッジモルタル
生石灰

2.00E+04

が課題となる。また、スラッジモルタルによる杭孔埋)関東ローム層３戻しの事例は流動化処理土に比して少ない。しかし、0.00E+00

強度や変形係数の関係は流動化処理土と大きく変わら

0100

200

ないことから、流動化処理土と同様に利用できる可能
図９性があると思われる。

300400500一軸圧縮強度 qu (kN/m2)

一軸圧縮強度と変形係数との関係(低強度範囲)

参考文献
1)土木研究所/流動化処理工法総合監理：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
2)日本建築センター：改訂版建築物のための改良地盤の設計及び品質管理指針-セメント系固化材を用いた深層･浅層混合処理工法-,
p.349,2002 年 9 月
3)土質工学会：土質基礎工学ライブラリー7
4)古垣内

靖・宇髙

土と基礎実用数式・図表の解説，p.213，1971 年

泰：低強度流動化処理土の変形特性，日本建築学会大会学術講演梗概集， pp.559-560，2011 年 8 月

DEFORMATION CHARACTERISTICS OF BACKFILL MATERIAL
WITH LIQUIDITY AND SELF-HARDENING
Y.Furugaichi
In this study, we investigated the relationship between the strength and deformation modulus of liquefied stabilized soil.
Deformation modulus of liquefied stabilized soil is generally too large compared to the natural ground in the design of pile.
Therefore, we conducted a test of liquefied stabilized soil strength at a lower level. Results are placed in the mud, liquefied
stabilized soil strength was reduced compared to normal. However, the relationship between deformation modulus andstrength was maintained．

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