ＩＳＳＮ１３４６－７８３２

独立行政法人港湾空港技術研究所

港湾空港技術研究所
報告
REPORT OF
THE PORT AND AIRPORT RESEARCHINSTITUTE

VOL.51

No.3 December

2012

NAGASE,YOKOSUKA,JAPANINDEPENDENT ADMINISTRATIVE INSTITUTION,

PORT AND AIRPORT RESEARCH INSTITUTE

港湾空港技術研究所報告（REPORT OF PARI）
第 51 巻

第 3 号（Vol. 51,

目

No. 3）,

2012 年12月（December 2012）

次（CONTENTS）

1. 鳥類の食性の探究による干潟生態系の保全と再生················································································ 桑江朝比呂，三好英一 ·······

3（Coservation and Restoration of Intertidal Flat Ecosystems by Exploring Shorebird Foraging Ecology························································································· Tomohiro KUWAE, Eiichi MIYOSHI）
2. 製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響について···················································· 平井壮，水谷崇亮，菊池喜昭，川端雄一郎 ······· 77（Study on Effect of Mixing Condition on Mechanical Properties of Mixture of Dredged Soil and Steel Slag······································So HIRAI, Taka-aki MIZUTANI, Yoshiaki KIKUCHI, Yuichiro KAWABATA）

港湾空港技術研究所報告第 51 巻第 3 号(2012.12)

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響について
平井

壮*・水谷

崇亮**・菊池要

喜昭***・川端雄一郎****旨浚渫土を地盤材料として活用するための一つの方法として，近年，浚渫土に製鋼スラグを加えて改質・固化する製鋼スラグ混合土の利用が検討されている．これまでの研究により，製鋼スラグ混
合土を海域で使用した場合の環境安全性や底質の浄化作用が確認されている．また，製鋼スラグ混合土の力学特性についても研究が進められているが，実施工後に現地で採取した試料の強度が強度管理用に別途作製した試料の強度を下回った例も報告されるなど，製鋼スラグ混合土の強度に影響を与える要因等については未解明な点が多く残されている．
本研究では，製鋼スラグ混合土の配合・混合条件と強度の変化，またその変化の要因について検討した．はじめに，固化の進展状況と固化に影響を与える要因について調査した結果，浚渫土が製
鋼スラグとの接触面から 1cm 程度の範囲で固化すること，固化には浚渫土中のシリカ・製鋼スラグ
中の遊離石灰の溶出に関わる化学平衡が大きく影響することがわかった．このことから，高い強度を得るためには，最適な製鋼スラグの添加量が存在することが予想された．その後，配合条件を様々に変化させた製鋼スラグ混合土の一軸圧縮試験を実施し，その結果を浚渫土と製鋼スラグの乾燥質量比で整理することで，高い強度を得るための最適な乾燥質量比が存在することを確認した．また，製鋼スラグ混合土の強度には，初期含水比（製鋼スラグを添加した直後の含水比）が大きく影響す
ることがわかった．さらに，X 線 CT 装置を用いて製鋼スラグ混合土の供試体を観察し，製鋼スラ
グ混合土の混合状態と強度，破壊パターンの関係を整理し，とりまとめた．
キーワード：浚渫土，製鋼スラグ，X 線 CT，混合条件，一軸圧縮強さ* 地盤研究領域基礎工研究チーム研究員** 地盤研究領域基礎工研究チームリーダー*** 前 特別研究官（現 東京理科大学理工学部土木工学科教授）**** 構造研究領域構造研究チーム研究官〒239-0826 横須賀市長瀬3-1-1 港湾空港技術研究所
電話：046-844-5057 Fax：046-844-0618
e-mail：hirai-s87s3@pari.go.jp- 77 -REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.51, No.3 (Dec.2012)

Study on Effect of Mixing Condition on
Mechanical Properties of Mixture of Dredged Soil and Steel Slag

So HIRAI*
Taka-aki MIZUTANI**
Yoshiaki KIKUCHI***Yuichiro KAWABATA****

Synopsis
Mixture of dredged soil and steel slag (hereinafter referred to as "MDS") has been studied as oneof the applications of dredged soil for geomaterial. Recent studies revealed that MDS had
environmental safety and purifying effect for bottom sediment if it was employed as geomaterial in
marine area. Mechanical properties of MDS have been studied; nevertheless the dominant factors
affecting strength of MDS have not yet been clarified. It happened that the in-situ strength of MDS
was smaller than the strength of MDS made at site for quality control with same materials.
In this study, several series of tests were conducted to evaluate the relationship between mixing
condition and strength of MDS and to identify the dominant factor affecting the strength. Test
results showed that dredged soil was solidified as far as about 1cm from the surface of a steel slag
particle. Moreover, it was found that the chemical equilibration related with the elution of silica
from dredged soil and calcium from steel slag was one of the factor affecting the strength of MDS.
This result implied that the optimum mixing ratio between dredged soil and steel slag would beexist. The optimum mixing ratio was detected by the results of unconfined compression tests of
MDS with various mixing ratio organized by dry mass ratio of dredged soil and steel slag. It wasalso found that the strength of MDS was significantly affected by the initial water content of MDS,
which was the water content measured immediately after mixing. MDS specimens were observedby X-ray CT not only before, but also during and after the unconfined compression tests. Based on
the observations, the failure process of MDS were discussed and marshalled.
Key Words: dredged soil, steel slag, X-ray CT, mixing condition, unconfined compressive strength* Member, Foundations Group, Geotechnical Engineering Division** Head, Foundations Group, Geotechnical Engineering Division*** Formerly Director for Special Research**** Researcher, Structural Mechanics Group, Structural Mechanics Division
3-1-1 Nagase, Yokosuka, 239-0826 Japan
Phone: +81-46-844-5057
Fax: +81-46-844-0618
e-mail: hirai-s87s3@pari.go.jp- 78 -

目
要

次旨 ························································································································ 77

1. はじめに ··················································································································· 81
2. 既往の研究 ················································································································ 81
3. 実験材料 ··················································································································

82

3.1

浚渫土 ···············································································································

82

3.2

製鋼スラグ ·········································································································

82

4. 製鋼スラグ混合土の固化の進行状況 ············································································

83

4.1

模型実験 ············································································································

83

4.2

模型地盤から採取した試料の調査 ·········································································

85

4.3

固化要因検討のための針貫入試験 ·········································································

88

4.4

まとめ ···············································································································

90

5. 製鋼スラグ混合土の配合・混合条件が強度に与える影響 ················································

90

5.1

実験方法 ············································································································

90

5.2

実験結果 ············································································································

90

5.3

まとめ ···············································································································

96

6. 製鋼スラグ混合土の破壊の進行状況 ············································································

97

6.1

十分に撹拌した供試体の破壊状況 ·········································································

97

6.2

不均質な供試体の破壊状況 ···················································································

99

6.3

製鋼スラグ混合土の破壊状況のまとめ ··································································· 101

7. 現地で製造した製鋼スラグ混合土の内部状況の観察 ······················································ 102
8. 本研究のまとめ ········································································································· 104
9. おわりに ·················································································································· 104
謝辞 ····························································································································· 104
参考文献 ······················································································································· 104- 79 -

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響についてら 10)により，養生 90 日程度までは製鋼スラグ混合土の1. はじめに強度が上昇を続けることや，製鋼スラグの添加量ととも
近年，土砂処分場の確保が困難になってきていることに製鋼スラグ混合土の強度が増加することが報告されてから，浚渫土の利用拡大が大きな課題となっている．しいる．また，製鋼スラグ混合土の強度発現は，カルシウ

かしながら，浚渫土は非常に軟弱であり，そのままの状

ムシリケート系の水和物と，カルシウム・アルミナ・塩態では利用が難しい．そこで，セメントなどを添加し，素が水和したフリーデル氏塩の生成によってなされてい浚渫土を改質することで地盤材料として利用することがると推定されている．さらに木曽ら 11)は，数種の浚渫土

一般的である．

やスラグを用いて混合土を作製し，一軸圧縮試験を実施した結果から，遊離石灰と可溶性シリカが製鋼スラグ混

浚渫土の改質方法の一つとして，近年，浚渫土に製鋼
1)

スラグを混合し改質・固化する方法が研究されている ．

合土の強度に影響を与えるパラメータであるとしている．

このようにして作製された改質土（固化土）を製鋼スラ

また，JFE スチール 12)は，製鋼スラグ中の遊離石灰のグ混合土という．改質に用いられる製鋼スラグは，鉄鋼量が製鋼スラグ混合土の強度の支配要因であると考え，を製造する際に転炉による製鋼工程で得られる副産物で，検討を進めている．その結果，製鋼スラグのかわりに水転炉系スラグと呼ばれるものである．製鋼スラグには遊

酸化カルシウムを浚渫土に加えると固化することを確認

離石灰が含まれており，浚渫土に含まれるシリカと反応

し，浚渫土を固化させるのに必要な水酸化カルシウムのして，カルシウムシリケート系水和物やカルシウムアル量から製鋼スラグ混合土の強度を推定する方法を提案しミネートが形成され固化するものと推定されている．

ている．しかしながら，製鋼スラグには多くの化学的成

製鋼スラグは，内部摩擦角が大きく硬質で耐摩耗性が分が含まれている上，海域で利用する場合は海水中の化良いといった特性があり，これまで路盤材料やアスファ

学成分も反応に関連するため，水酸化カルシウムのみを

ルト混合物用骨材，サンドコンパクションパイルの中詰

浚渫土に加えた場合とは異なる反応が発生する可能性が材などに単身で利用されてきたが，更なる用途の拡大があり，今後十分な検討が必要である．さらに，JFE スチ

模索されている．製鋼スラグ混合土は，浚渫土の利用拡ール 12) では，製鋼スラグに含まれる細粒分（特に粒径大を図る材料であるとともに，製鋼スラグの新たな利用

2mm 以下の粒子）の量，浚渫土の細粒分含有量などが製方法の一つとしても期待されている地盤材料である．

鋼スラグの強度に影響するとされているが，その理由については明らかになっていない．

本研究は，製鋼スラグ混合土の配合・混合条件と強度

製鋼スラグ混合土を海域で使用した場合，製鋼スラグの変化，またその変化の要因を中心に検討するものであ

単身の場合と同様にアルカリ性が強く pH の上昇が予想る．

されること，投入時の濁りが心配されることなどから，施工方法に関する検討も多く行われている 13), 14), 15)．ま2. 既往の研究

た，その結果を受けて，実海域での試験施工が実施され製鋼スラグは，先述のとおり路盤材料やアスファルトている 16)~19)．いずれの方法でも，pH の大幅な上昇や海混合物用の骨材などとして単身で使用されてきた．その域の濁りは抑制され，所定の形状に製鋼スラグ混合土を後，高炉水砕スラグやセメントなど他の材料で土の改質を行う際の補助的な材料としての使用が検討された

2)

打設することができたと報告されている．なお，武田ら
16)．

では，施工後，原位置から採取した製鋼スラグ混合土

さらに，浚渫土に製鋼スラグのみを添加しても土が固化の強度が，事前に実施された室内試験の場合よりも低かすることが知られるようになり，多くの関連研究が実施ったことが報告されている．連続ミキサーで混合し，トされている．

レミー管で海底に打設した製鋼スラグ混合土の場合，施製鋼スラグは石灰，二酸化ケイ素，酸化鉄等様々な化

工 3 ヶ月後に採取した製鋼スラグ混合土の強度が事前の学成分を含んでおり，アルカリ性が強いことなどから，室内試験の 28 日強度に対して 60～70%程度であった．

製鋼スラグ混合土を海域で使用した場合に環境や生物に試験施工においては，製鋼スラグ混合土の混合状態は．その密度やフロー値で管理されているが，西田ら 20)は体積比

結果，海域で利用した場合でも十分な環境安全性を有す

12～27%の製鋼スラグ混合土について，混合土のフローる上，海域底質を浄化する効果があることなどが確認さ値がほぼ等しくても一軸圧縮強さが大きく変化することれている．

を報告している．製鋼スラグ混合土の品質管理手法につ与える影響の検討が先行的に進められてきた

3)~9)

一方，製鋼スラグ混合土の力学特性については，木曽

いては引き続き検討が必要であると考えられる．

- 81 -

平井

壮・水谷

崇亮・菊池

雄一郎

3. 実験材料

さらに，製鋼スラグ混合土の長期安定性についても研究が進められている．五十嵐ら

喜昭・川端

21)

は目標強度を変化させた製鋼スラグ混合土を約 1 年曝露した結果について報告

3.1 浚渫土

している．その結果，目標強度を高く設定した製鋼スラ本研究において使用した渫渫土の物理特性及び粒度分グ混合土では強度の低下は見られなかったとされている

布を表-3.1，図-3.1 に示す．使用した浚渫土は大阪湾でが，試験ケース数や曝露期間が限られており，十分なデ浚渫されたものである．なお，浚渫土中の貝殻を取り除ータが得られているとは言い難い．

くため，作業しやすい程度まで水道水を加えて軟らかく

その他，最近では，津波堆積物に製鋼スラグを混合す

し，2mm のふるいを用いて粗粒分を取り除いた．

ることで改質し，地盤材料として使用することも試みられている 22), 23)．これは，回転式破砕混合工法を用いるこ

3.2 製鋼スラグとで，津波堆積物に含まれる異物を分別しながら，製鋼本研究では 2 種類の製鋼スラグを使用した．製鋼スラスラグ混合土を作製しようというもので，津波堆積物のグの物理特性を表-3.2 に示す．また，粒度分布は，浚渫

有効な処理方法の一法として提案されているものである．

土の粒度分布とともに図-3.1 に示したとおりである．2

以上で述べたとおり，製鋼スラグ混合土の力学特性に種の製鋼スラグでは，遊離石灰（f-CaO）の含有量が異なついてはすでにある程度の知見が得られているものの，っている．製鋼スラグは f-CaO による膨張性等を抑制す

得られる強度が使用する浚渫土や製鋼スラグの特性（産るため，出荷時にはエージング処理を行うのが一般的で地・組成など）に大きく影響されることが知られており，実施工後に実測された製鋼スラグ混合土の強度が，事前の室内配合試験で確認された目標強度を下まわった例も報告されているなど，製鋼スラグ混合土の配合・混合条
件と力学特性・強度の関係には未解明な点が多く残されていると考えられる．
本研究は，製鋼スラグ混合土の配合・混合条件と強度の変化，またその変化の要因について検討するものである．特に，これまでの検討では確認されていない製鋼ス
ラグ混合土の初期含水比（製鋼スラグ添加直後の含水比）や混合状態（製鋼スラグの分散状況）などに着目して，力学特性を調査する．まず，製鋼スラグ混合土の固化の進行状況について，その固化範囲の広がりや固化に影響を与える要因を精査する．次に配合や混合条件を変化させて作製した製鋼スラグ混合土の一軸圧縮試験を実施し，

表-3.1

浚渫土の物理特性

一般
土粒子密度
自然含水比
コンシステンシー特性
液性限界
塑性限界
塑性指数
粒度
礫分
(2 - 75mm)
砂分(0.075 - 2mm)
シルト分
(0.005 - 0.075mm)
粘土分(< 0.005mm)
最大粒径
(mm)
分類
地盤材料の分類名
分類記号2.712 g/cm3
124.4 %
113.5 %
43.5 %
70.0
0.0 %
3.0 %
30.3 %
66.7 %
2 mm
粘土（高液性限界）
CH

配合や混合条件が製鋼スラグ混合土の強度に与える影響について検討する．あわせて，X 線 CT 装置を用いて製100

鋼スラグ混合土の混合状態を確認するとともに，製鋼ス
ラグ混合土の破壊の進行状況を観察する．この際，製鋼80
通過質量百分率 (%)

スラグ混合土の混合状態と，先に得られた製鋼スラグ混合土の固化範囲を対比し，製鋼スラグ混合土の破壊パターンを整理する．さらに，現地で作製された製鋼スラグ
混合土を X 線 CT 装置で観察し，室内試験の結果と対比

60

40

することでその混合状態を把握する．最後に，これらの20

結果を基に製鋼スラグ混合土の室内配合試験や現地における品質管理において注意すべき点を抽出，整理する．

0
0.001

種々の検討結果を総合し，本研究で得られた知見をとり

浚渫土
f-CaO高含有
f-CaO低含有
0.01

0.1

1

10

粒径 (mm)

まとめる．
図-3.1

- 82 -

使用材料の粒径加積曲線

100

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響について

表-3.2

製鋼スラグの物理特性

製鋼スラ

土粒子密度

グの種類

(g/cm3)

f-CaO
高含有
f-CaO
低含有

最大間隙比

最少間隙比
浚渫土

3.410

1.257

0.766

3.351

1.182

0.610

ある．f-CaO 高含有の製鋼スラグは，出荷時のエージン

製鋼スラグ

グ処理を行っていないもので，3〜5%の f-CaO を含んで

図-4.1

いる．一方，f-CaO 低含有の製鋼スラグは通常どおり出模型地盤作製後の土槽

荷時のエージング処理を行っており，f-CaO の含有量は0.1〜2.0%程度である．

(2)

コーン貫入試験の方法

模型地盤作製当日と作製後 1〜427 日の間で 10 回，計4. 製鋼スラグ混合土の固化の進行状況

11 回のコーン貫入試験を実施した．使用したコーンは，
直径 11mm，先端角 30 度で，貫入速さは 4mm/min とし

先述のとおり，製鋼スラグ混合土は主として浚渫土にた．コーンの貫入位置は，土槽平面内の 10cm 角の格子含まれるシリカと製鋼スラグに含まれる遊離石灰が反応点（壁面からも 10cm の離隔を確保）とし，毎回異なるすることで固化すると考えられている．
ここでは，
まず，

位置で試験を実施した．

製鋼スラグ混合土の内部でどのように固化反応が進み，固化範囲が広がっていくのか，その過程と要因について

(3)

調査する．

図-4.2 にコーン貫入試験の結果を示す．模型地盤作製

実験結果

当日（図-4.2 中の 0 日）では，地盤表面から浚渫土と製
4.1 模型実験

鋼スラグの境界面に向かって一様に貫入抵抗が増加して製鋼スラグ混合土の固化範囲の広がりを調査するため

おり，コーン貫入抵抗が大きく変化するような様子は見

模型実験を実施した．模型実験では，固化範囲の観察をられない．しかしながら，模型地盤作製の 1 日後には，容易にするため，浚渫土と製鋼スラグを混合せず接触さ地盤表面からコーン貫入抵抗が一様に増加した後，浚渫せるだけに留め，接触部分でどのような反応が進むかを土と製鋼スラグの境界面の上のごく狭い範囲で急増する

確認することとした．製鋼スラグ混合土の固化範囲は，様子が観察された．このような貫入抵抗の急増はその後

コーン貫入試験により確認した．

も観察され，急増開始点の深さは徐々に浅く，浚渫土と製鋼スラグの境界面から離れていく傾向が見られる．

(1)

模型地盤の作製

模型実験は，幅 100cm，奥行き 50cm，高さ 50cm の土100

槽を用いて実施した．
まず，土槽に製鋼スラグを投入し，製鋼スラグ境界面からの高さ (mm)

厚さ 10cm となるよう敷きならし，製鋼スラグが水浸するように水道水を入れた．使用した製鋼スラグは f-CaO
高含有のものである．次に，製鋼スラグの表面に樹脂性のメッシュ（18 番）を敷き，その上に含水比を液性限界の 1.5 倍の 170%になるように水道水を加水し含水比調整
した浚渫土を厚さ 10cm となるよう投入した．メッシュ
は，製鋼スラグの粒子間の間隙への浚渫土の混入を防止

80

60

427日後
310日後
200日後
84日後
56日後

40

20

0

するために設置したものである．浚渫土の乾燥を防ぐた

0日
0め，実験期間を通して，浚渫土の表面にわずかに水をは

1日後
5

3日後

7日後

10

28日後
15

貫入抵抗 (N)った状態を維持した．模型地盤作製後の土槽の状況を図-4.1 に示す．

図-4.2- 83 -

コーン貫入試験結果

14日後
20

平井

壮・水谷

崇亮・菊池

コーン貫入抵抗の急増点に着目し，その高さを模型地

喜昭・川端

雄一郎

あわせて示している．

盤作製からの日数で整理したのが図-4.3 である．図-4.3

図-4.4 より，浚渫土だけの場合でも日数の経過ととも

より，貫入抵抗の急増点は地盤作製の 7 日後までに大きにコーン貫入抵抗がわずかに増加していることが確認でく変化して，浚渫土と製鋼スラグの境界面から 5mm 上

きる．これは浚渫土が自重圧密し密度が増加したことに方まで達している．
その後も 84 日後までは急増点が一定よるものと考えられる．しかしながら，浚渫土と製鋼スの割合で浅くなり，84 日後には境界面から 13mm 程度上ラグを用いた場合のようなコーン貫入抵抗の急増点は観方に到達する．地盤作製 84 日後以降はコーン貫入抵抗の察されない．従って，浚渫土と製鋼スラグの境界面付近

急増点に大きな変化は見られず，浚渫土と製鋼スラグので見られたコーン貫入抵抗の増加は，この付近で固化が境界面から 13mm 程度上方にとどまっている．

進行していることによるものと考えられる．
また，図-4.4

実験期間中に浚渫土の自重圧密も観察された（地表面より，コーン貫入抵抗の急増点よりも浅い部分（14 日後がわずかに沈下）ため，コーン貫入抵抗の増加の原因がであれば高さの 5mm〜40mm の間）でも，浚渫土と製鋼

自重圧密による密度増加である可能性もある．そこで，スラグを用いた場合の方が，浚渫土のみの場合よりコー

別の土槽（幅 30cm，奥行き 30cm，高さ 50cm）に含水比

ン貫入抵抗が大きくなっている．従って，コーン貫入抵

170%の浚渫土を厚さ 20cm 投入し，同条件のコーン貫入抗の急増点より浅い部分でも，非常にゆるやかではある

試験を実施して浚渫土の自重圧密がコーン貫入抵抗に与が多少は浚渫土が固化している可能性がある．

える影響を確認した．コーン貫入試験は浚渫土地盤作製の 7，14 日後に実施した．試験結果を図-4.4 に示す．図(4)-4.4 には，浚渫土と製鋼スラグを投入した模型地盤で地模型地盤作製から 427 日後に模型地盤の解体を行った．

盤作製の 7，14 日後に実施したコーン貫入試験の結果を

模型地盤解体時の状況

この際，浚渫土の固化状況を観察したところ，図-4.5 に示すように浚渫土の下部，浚渫土と製鋼スラグの境界面

15

製鋼スラグ境界面からの高さ (mm)から 12〜13mm 程度の範囲で，浚渫土が固化していることが確認された．これは，（3）で述べたコーン貫入抵抗の急増点の高さと一致していることから，コーン貫入抵10

抗の急増点の高さが固化範囲の進展状況を表しているものと考えることができる．一方，それより上部，浚渫土と製鋼スラグの境界面から 70mm 程度までの範囲では，

5

コーン貫入抵抗の増加は観察されている（図-4.2 参照）
ものの，浚渫土は固化しておらず，手で触れてわかるよ
うな浚渫土の強度の差は確認できなかった．

0
0

100

200

300

400

500

なお，解体時の浚渫土の層厚は 98〜99mm であり，自日数 (日)

図-4.3

重圧密により 1〜2mm 程度沈下したものと考えられる．

貫入抵抗急増点と日数との関係

また，浚渫土の下部に敷いた製鋼スラグは固化していな
かった．

製鋼スラグ境界面からの高さ (mm)

100

80

60
浚渫土+製鋼スラグ 14日後
40
浚渫土+製鋼スラグ 7日後
20

浚渫土のみ 7,14日後

0
0

1

2

3

4

5

貫入抵抗 (N)図-4.4

浚渫土のみの場合とのコーン貫入試験結果の
図-4.5

比較

- 84 -

解体後の土槽断面

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響について

図-4.6

製鋼スラグ境界面からの高さ (mm)100

実験土槽における調査領域

80

未固化部

60

40
初期の含水比
20
固化部
0
135

表-4.1

140

調査項目と調査領域

調査項目

145

150

155

160

165

170

175

180

含水比 (%)

調査領域

図-4.7

浚渫土の含水比の深度分布(1) 含水比の調査

領域 1～5(2) SEM による試料の観察

領域 1～5

ことがわかる．領域 5 から採取した試料の液性限界，塑

(3) EPMA 分析

領域 6

性限界を調査したところ，それぞれ 217.0%，79.4%であ(4) 針貫入試験

領域 5り，もとの浚渫土の液性限界，塑性限界（表-3.1）とは大きく異なる結果となった．このことから，固化に伴い浚渫土の物理特性も変化している可能性が考えられる．

4.2 模型地盤から採取した試料の調査
4.1 の模型実験では，浚渫土は最終的に接触面から 12(2)

SEMによる試料の観察〜13mm の範囲で固化した．固化の要因を調査するため，

領域 1〜5 から採取された試料について，
走査型電子顕模型実験を解体した際に模型地盤の数箇所から試料を採微鏡（SEM）により試料の観察を行った．SEM は当所所取し，種々の分析を行った．試料は図-4.6 に示す 6 つの有のものを用いた 24)．観察の前処理として，凍結真空乾領域から採取し，表-4.1 に示す調査を実施した．以下，

燥法により間隙水の除去を行った後，試料をおよそ 1 辺

それぞれの調査結果について説明する．

1cm の立方体に成形した．成形した試料の表面に金パラジウム合金を蒸着し，これを観察試料とした．

(1)

SEM による観察結果を図-4.8 に示す．図-4.8 には，含水比の調査図-4.6 に示す領域 1〜5 から採取した試料について含各領域から採取した試料について，画像中心を変えずに水比を測定した．試料は，1 つの領域につき平面的に位

倍率 500 倍，2000 倍で観察した画像を示している．
また，

置の異なる 3 ヶ所から各 1 個，1 領域あたり 3 個採取し図-4.8 には実験前の浚渫土の観察結果もあわせて示した．図-4.7 に浚渫土の含水比の深度分布を示す．図-4.7ている．

より，高さ 70〜100mm の範囲（領域 1，2）においては，

図-4.8 より，未固化の領域 1〜2 においては，試料表

浚渫土の含水比は初期の含水比から大きく変化していな面に多くの空隙が見られ，実験前の浚渫土と同様な構造

いことがわかる．また，高さ 30〜50mm 付近（領域 3，4）を有しているように思われる．同じく未固化部である領では浚渫土の含水比は 160〜165%となっており，初期含

域 3〜4 については，
実験前の浚渫土より組織が少し緻密

水比より 5〜10%程度低下している．模型地盤解体時に化しているようにも見えるが，大きな差異は観察されて確認された圧密沈下量が 1〜2mm であり，これに対応すいない．一方，固化した領域 5 においては，明らかに浚る含水比の変化量は 2.7〜5.4%程度となることから，領渫土内の空隙が減少しており，組織が緻密化している．

域 3，4 における含水比の低下は自重圧密だけでは説明で固化反応の際に析出した物質等により空隙が埋められた

きず，また，図-4.2 でも見られるようにある程度の強度ことが考えられる．浚渫土の組織が緻密化し，含水比が増加も見られていることから，何らかの効果現象がある

低下することで，製鋼スラグから溶出される成分がこのものと思われるが，領域 5 の変化に比べれば微小な変化

部分を通過しにくくなり，これが原因で模型実験の際にであり，本研究で想定するような浚渫土の効果現象の範固化範囲の進展がある程度で収束した可能性がある．

疇とは言えないようなものである．一方，浚渫土の固化

固化部（領域 5）の画像を良く観察すると，他の領域が観察された領域 5 では，含水比が大きく低下しているでは見られないクラック状の空隙が観察されていること- 85 -

平井

壮・水谷

崇亮・菊池

喜昭・川端

雄一郎

EPMA分析

がわかる．この原因として，浚渫土が固化する際に含水(3)比が低下しクラックが発生した可能性が考えられる．ま固化部周辺に含まれる物質の濃度分布を測定するため，

た，別の原因として，試料が固化していることから，事EPMA（Electron Prove Micro Analyser）による分析を実施

前処理の際の試料の凍結乾燥に伴う収縮でクラックが生した．測定に用いた試料は，以下のような手順で作製しじた可能性もある．

た．まず，模型実験終了後の地盤から，図-4.9 に示すように鋼製サンプラー（直径 75mm）を用いて未固化部と固化部を含む土塊を抜き取り，上部の未固化部の半分程

500倍度を取り除いた．さらに，そこから未固化部から固化部

2000倍

浚渫土（実験前）に貫通する小さなコアを抜き出し，この試料の断面を削り取るようにして縦 30mm，横 30mm の板状試料を成形した．これを乾燥させ，樹脂で包埋し，樹脂の硬化後に分析面を乾式研磨した．研磨した分析面に導電性を持たせるためにカーボンを蒸着し，これを分析試料とした（図-4.6 中の領域 6 に対応）．
測定には日本電子（株）製の JXA-8100 を用いた．測領域

定元素及び分析条件を表-4.2 に示す．分析結果は，すべ

1

mass%）で表示している．

ての元素を酸化物とした場合の質量濃度（質量百分率，

75mm
領域
2

100mm

30mm

未固化部

30mm
固化部
領域

図-4.9

分析試料の採取位置

3

表-4.2

領域
4

測定元素および分析条件

測定元素

Na,K,Al,Si,Ca

加速電圧

15kV

試料電流

5.0×10-8A

測定時間

30msec/ピクセル

分光結晶

TAP：Na,Si,Al，PET：Ca,K

標準試料

Ca,Si：Wollastonite（CaO=48.00 mass%，

領域

SiO2=50.94 mass%）
Al,Na,K：K-Feldspar（Al2O3=20.44mass%，

（固化部）

5

Na2O＝7.07mass%，K2O=5.62mass%）

図-4.8 SEMによる浚渫土の観察結果- 86 -

プローブ径20μm，ピクセルサイズ：35×35μm

ピクセル数

縦944×横944（およそ33.0×33.0mm）

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響について

EPMA 分析で得られた元素分布分析結果を図-4.10 に

図-4.10 の固化部分に着目すると，固化部の下半分と示す．図-4.10（a）〜（e）の各画像において，画像の下上半分で各元素の濃度分布に変化が見られることがわか部が固化した部分，上部が未固化部分に対応しており，る．固化部の下半分では，カルシウム以外の元素も高い

画像の下端が模型実験における浚渫土と製鋼スラグの接濃度を示している．しかしながら，固化部の上半分では触面となっている．各画像の中央やや下に画像を横切る

カルシウムのみが未固化部よりも高い濃度を示しており，

大きなクラックが観察されているが，このクラックが固カルシウム以外の元素の濃度は未固化部とあまり大きな

化部と未固化部の境界付近に対応している．

差が無いことがわかる．このことから，浚渫土の固化に

図-4.10 より，ナトリウムは試料全域で概ね一定の濃カルシウムが大きな役割を果たしていること，一方で他度分布を示しているのに対し，その他の元素では，画像の元素についても固化に何らかの関わりを持っているこ

下端に近い固化部で質量濃度が高いことがわかる．
特に，とが推察される．また，カルシウムは製鋼スラグから供カルシウムに関しては，未固化部でほとんど分布が観察給されたものと考えられる．

されていないのに対し，固化部では高い濃度を示していなお，先述のとおり，固化部の厚さは 12～13mm 程度る．なお，図-4.10（d）の右上にカルシウムが高濃度にであり，ここで述べている固化部の下半分は実寸で 7～凝集した部分が観察されているが，これは，浚渫土に含8mm の厚みに相当している．

まれていた貝殻が反応したものであると考えられる．
未固化部
固化部(a) SiO2 濃度分布(d) CaO 濃度分布(b) Al2O3 濃度分布(e) K2O 濃度分布(c) Na2O 濃度分布
図-4.10 EPMA による元素分布分析結果- 87 -

平井

壮・水谷

崇亮・菊池

喜昭・川端

雄一郎

上部のカルシウムのみの濃度が高かった部分では針貫入

20

No.1
No.2
No.3

試験で得られた強度がやや小さい．このようなことから，
浚渫土の固化反応にはカルシウムが中心となって関与し

15

貫入荷重 (N)ているが，固化部の強度はカルシウム以外の元素の影響も受けているのではないかと考えられる．

10

4.3 固化要因検討のための針貫入試験

5

ここまでの検討から，浚渫土の固化にはカルシウムが関与していること，固化部の強度にはその他の元素の影
0響も見られることなどが示唆された．そこで，浚渫土の
0

2

4

6

8

10

12

固化に影響を及ぼす要因をさらに詳細に検討するため，貫入量 (mm)

図-4.11

浚渫土に化学的にカルシウム等の成分を混合し，固化さ固化部における針貫入試験結果せる実験を行った．実験では，水酸化カルシウム，塩化カルシウム，水酸化ナトリウムを用いて，溶液のカルシ
ウムイオン濃度と pH を変化させた．また，蒸留水，塩

(4)

針貫入試験

化ナトリウム，海水を用いることで，他の元素が浚渫土

図-4.6 に示した領域 5（浚渫土が固化した部分）につの固化や強度に与える影響についても検討した．

いて，針貫入試験を実施し，固化部内での強度の鉛直方供試体の作製方法は以下のとおりである．まず，含水向分布を調査することを試みた．針貫入試験は，針の貫比を液性限界の 1.5 倍である 170%に調整した浚渫土を試

入長さと貫入抵抗の関係から針貫入勾配を求め，強度の料容器（容積 100ml）に約 50g 投入する．その容器に，指標とするものである．本来は針貫入勾配と一軸圧縮強実験ケース毎にあらかじめ各成分を混合した溶液をさの関係などを別途求めておく必要があるが，ここでは50ml 加える．溶液を加えた後，実験条件に応じて粉末状

強度の変化傾向の観察を目的としているため，針貫入勾の水酸化カルシウムを添加する．その後，容器に蓋をし配の変化傾向から強度の変化傾向を検討することとする．

て密封し，反応が平均化するように容器を振って，試料試験は地盤工学会基準の針貫入試験法（案）に準拠してを撹拌した．撹拌後，試料を 40°C の恒温炉内にて 14 日実施した．貫入速度は 1mm/min とし，貫入位置を変えて間養生し，針貫入試験を実施した．針貫入試験の方法は3 ヶ所で試験を実施した．

4.2(4)と同様である．1 試料あたり貫入位置の異なる 3
ヶ所で 20mm 程度まで針貫入を行い，針貫入勾配を求め

図-4.11 に針貫入試験の結果を示す．
図-4.11 の貫入量

た．実験ケースを表-4.3 に示す．

は固化した試料の上面からの距離を示しており，貫入量

図-4.12 に針貫入試験の結果得られた針貫入勾配を示が大きくなるほど模型実験の際の浚渫土と製鋼スラグ境
界面に近づくこととなる．試料の厚さは 12〜13mm 程度

す．実験 No.1 及び No.7〜9 では浚渫土が固化しなかったである．実験 No.2 については，貫入途中で試料が割れてため，針貫入試験は実施していない．

しまったため，それまでの計測結果のみを示している．

まず，No.1 と No.4 について着目する．これらの違い

図-4.11 より，貫入量 5mm 程度を境に針貫入勾配（貫は水酸化カルシウムの投入の有無であるが，水酸化カル

入量〜貫入抵抗関係の傾き）が変化していることがわか

シウムを投入した No.4 が固化し，水酸化カルシウムを投る．貫入量 5mm 程度までは針貫入勾配がやや小さく，入していない No.1 が固化しなかったことから，固化にはそれ以降では針貫入勾配が大きくなっている．つまり，カルシウムが必要であることが確認できる．しかしなが固化部において，固化部上面から 5mm 付近まではやや

ら供試体中にカルシウムが含まれている場合でも，水酸強度が小さく，そこから浚渫土と製鋼スラグの境界面ま化カルシウムを用いた No.2〜6 が固化したのに対し，塩での 7〜8mm の部分は強度が大きくなっている．

化カルシウムを用いた No.7〜9 では固化しなかった．

このような傾向は，EPMA 分析で観察された各元素のNo.2～6 の供試体には水酸化カルシウムを 2g（0.027mol）

濃度分布の状況と良く一致するものである．カルシウム

添加しているが，水酸化カルシウムは溶解度が低く，溶以外にケイ素やアルミニウム，カリウムでも高い濃度が液に完全に溶けることはない．溶液を蒸留水のみで作製観察された固化部の下半分に相当する 7〜8mm の部分でした No.6 において，水の活量１，完全解離と仮定すると，は針貫入試験によって得られる強度が大きく，それより水酸化カルシウムから溶出するカルシウムイオン濃度は- 88 -

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響について

表-4.3
溶液

ケース

溶媒

No.1

蒸留水

No.2

蒸留水

No.3

実験条件一覧

海水（久里浜湾）

水酸化カルシウム添加量

溶質
水酸化ナトリウム（0.05mol/L）

0g

塩化ナトリウム（0.5mol/L）
水酸化ナトリウム（0.05mol/L）2g

水酸化ナトリウム（0.05mol/L）2g

水酸化ナトリウム（0.05mol/L）

No.4

蒸留水

2g

No.5

蒸留水

塩化ナトリウム（0.5mol/L）

2g

No.6

蒸留水

-

2g

No.7

蒸留水

塩化カルシウム（0.01mol/L）

0g

No.8

蒸留水

塩化カルシウム（0.05mol/L）

0g

No.9

蒸留水

塩化カルシウム（0.10mol/L）

0g

塩化ナトリウム（0.5mol/L）

0.023mol/l，水素イオン濃度指数 pH は 12.7 程度となる．

大きくなってカルシウムイオンの供給量が増加し 25)，そ一方，塩化カルシウムは溶液として存在しており，溶液の結果固化反応が進んで強度が増加した可能性がある．

中のカルシウムイオン濃度は塩化カルシウム濃度と等し一方，No.5 にさらに水酸化ナトリウムを加えた No.4 でい．また，溶液の pH は 7 で中性が保持される．No.6 には，強度が低下することが予想されたが，図-4.12 から含まれるカルシウムイオン濃度は No.7 と No.8 の中間とわかるとおり No.4，No.5 の間で針貫入勾配に大きな差はなるが，No.6 は固化したのに対し，No.7，8 は固化して見られなかった．さらに，溶液に海水を加えた No.3 は，いない．このように，供試体中にカルシウムが含まれて他に比べて非常に大きな針貫入勾配を示した．これらのいる場合でも周囲の状況によって固化の条件が異なる結供試体内では，各種のイオンが複雑に関係しあった形で果となった．このようなことから，4.1 の模型実験にお化学平衡が保たれていると考えられ，本研究で実施した

いて，製鋼スラグから離れた位置の浚渫土が固化しなか

試験のみからでは十分な考察ができない．No.3 の結果かった要因として，製鋼スラグから離れた位置では固化しら，配合試験に海水を用いると供試体の強度が増加する

やすい条件が整わなかったことが考えられる．

可能性があるものの，No.2（蒸留水）との強度比がその次に，図-4.12 において，溶液を蒸留水のみで作製し0.03

た No.6 と，溶液に水酸化ナトリウムを加えた No.2 を比較すると，No.6 の方が針貫入勾配が大きく，供試体の強0.025

針貫入勾配 (N/mm)

度が大きい結果となった．溶液に水酸化ナトリウムを加えると，水酸化物イオンが多く供給され，溶液の化学平衡により水酸化カルシウムが溶解しにくくなる．そのため，水酸化ナトリウムを加えた No.2 の方が蒸留水のみの
No.6 よりも固化の程度が低くなり，針貫入勾配が小さくなったものと考えられる．

0.02

0.015

0.01

0.005

また，溶液に塩化ナトリウムを加えた No.5 では，蒸留0

水のみの場合（No.6）より針貫入勾配がやや大きくなっ2

3

4
ケースNo.

た．塩化ナトリウムを加えることで，各イオンの活量係数が小さくなり，そのため水酸化カルシウムの溶解度が

図-4.12- 89 -

針貫入試験結果

5

6

平井

壮・水谷

崇亮・菊池

喜昭・川端

雄一郎

5. 製鋼スラグ混合土の配合・混合条件が強度に与まま製鋼スラグ混合土の強度比になるかどうかは未検討

える影響であるため，別途検討が必要である．
なお，ここでは浚渫土からのシリカの溶出特性について検討していないが，一般的に溶液の pH が高い方がシ

製鋼スラグ混合土は，浚渫土と製鋼スラグの体積比で26)．一方のカルシウ

管理されるのが一般的である．浚渫土に対して混合する

ムは pH が高いと溶出しにくくなる．このようなことを

製鋼スラグの体積比が大きくなると製鋼スラグ混合土の考え合わせると，製鋼スラグ混合土の作製にあたっては，強度は大きくなるとされている．

リカの溶出は進むと考えられている

浚渫土中のシリカ，製鋼スラグ中の遊離石灰に含まれる

ここでは，前章で得られた固化範囲の進展や固化に影カルシウムの量，それぞれの溶出特性（溶液の pH や化

響する成分などを念頭に，配合・混合条件と強度の関係

学平衡）の観点から，適切なバランスとなる製鋼スラグ

を改めて精査する．本章の実験は表-5.1 に示す 4 シリー

添加量が存在することが予想される．

ズに分けられる．基本的な実験方法はすべての実験シリーズで共通である．

4.4 まとめ
本章では，製鋼スラグ混合土において，浚渫土と製鋼

5.1 実験方法

スラグの接触部分から固化がどのように進展していくの供試体は，直径 5cm のプラスチックモールドに事前にかを観察するために模型実験を実施した．また，模型地

含水比調整をした所定量の浚渫土，製鋼スラグを順に投盤から採取した試料を分析し，浚渫土の固化要因につい入し，スプーンを用いてモールド内で撹拌して作製した．

て検討を行った．その結果，以下のようなことが明らか

撹拌後，モールドを机上で軽くタッピングして試料中のになった．

空気を抜き，モールドを密封後，プラスチックコンテナ

・模型実験により，製鋼スラグと浚渫土の接触面から固に収め，室温 20°C の室内で養生した．使用した浚渫土・化が始まり，固化範囲が広がっていくことが確認でき

製鋼スラグはすでに 3 章で示したとおりである．供試体

た．固化範囲は実験初期に大きく広がり，地盤作製後7が所定の材齢に達した後，1 条件あたり 3 本の供試体に日で接触面から約5mmに及んだ．地盤作製後84日では，対して一軸圧縮試験（JIS A 1216）を実施した．

接触面から12〜13mmにまで固化範囲が広がったが，それ以降は固化範囲の進展は止まり，その後大きな変化

5.2 実験結果は見られなかった．製鋼スラグ混合土の混合状態と力(1)

学特性の検討においては，ここで観察された固化範囲

製鋼スラグの添加量が強度に与える影響（series1）の広がりが一つの指標となると考えられる．

まず，製鋼スラグ混合土の含水比と製鋼スラグの添加

・SEMによる観察結果から，固化部分では土の組織が緻率を様々に変化させて一軸圧縮試験を行い，試験結果を密化していることが確認できた．また，固化部分の含

整理することで製鋼スラグの添加量と製鋼スラグ混合土

水比は，初期の浚渫土の含水比よりも大きく低下しての強度の関係を精査する．実験に用いた供試体の配合条

いた．固化部分において，水和反応により水が使われ

件は表-5.2 のとおりである．製鋼スラグは f-CaO 高含有

るとともに，生成された物質により間隙が埋められたのものを用いた．また，スプーンによる撹拌回数は 100ものと考えられる．

回とした．後で述べるとおり，100 回撹拌することで供・EPMA分析の結果，固化部ではカルシウムが高い濃度を試体がほぼ均質な混合状態となることが確認されている．

示し，製鋼スラグ混合土の固化にカルシウムが関与し表中の製鋼スラグ混合土の初期含水比とは，浚渫土に製ていることが確認された．一方，針貫入試験の結果か
表-5.1

ら，固化部においても強度の高い領域と低い領域が存

実験シリーズ
検討内容

在し，EPMA分析によると強度の高い領域ではカルシウ
series1

ム以外にもケイ素，アルミニウム，カリウムなどが高い濃度を示していることから，これらの元素が固化部

series2の強度に影響することが考えられる．

series3・種々の溶液を用いて浚渫土の固化を試みたところ，カルシウム等の含有量だけではなく，化学的平衡によっ

series4ても固化の状況が変化することが確認された．

- 90 -

製鋼スラグの添加量が強度に与える影響
製鋼スラグに含まれる遊離石灰（f-CaO）が強度に与える影響
製鋼スラグの細粒分の影響
製鋼スラグ混合土の混合条件が強度に与える影響

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響について

表-5.2
浚渫土

供試体の配合条件

製鋼スラグ

乾燥質量（g） 含水比（%） 乾燥質量（g）

実質体積比（%） 乾燥質量比（%）

製鋼スラグ混合土の
初期含水比（%）

ケース 1

89.4

169.7

38.3

6.0

43

119

ケース 2

73.5

208.2

55.1

8.9

75

119

ケース 3

64.6

236.2

64.6

10.5

100

119

ケース 4

51.9

297.3

77.9

13.0

150

119

ケース 5

39.1

392.8

91.3

15.6

233

119

ケース 6

113.8

122.9

48.8

7.8

43

86

ケース 7

93.7

150.5

70.3

11.6

75

86

ケース 8

82.4

171.6

82.4

13.8

100

86

ケース 9

66.3

214.8

99.5

17.2

150

86

ケース 10

50.1

283.7

116.9

20.9

233

86

鋼スラグを添加した直後の含水比である．

傾き）は大きく異なることがわかる．これは，実施工で実験結果を図-5.1 に示す．図-5.1 には，供試体の材齢使用する浚渫土の含水比が変化した場合に，配合試験のが 28 日の場合の結果のみ示しているが，材齢 7 日，14

結果に基づいて定めた目標強度が得られない可能性があ日の場合も同様な分布傾向となった．図-5.1 は，供試体ることを示唆している．

の実質体積比と一軸圧縮強さの関係を表している．実質

ここで，浚渫土の含水比が同じで，製鋼スラグの添加

体積比とは，供試体中の浚渫土（水を含む）の体積 Vc

量が異なるケース，例えばケース 1 と 8 を比較すると，に対する，製鋼スラグの実質の体積 Vs の比 Vs/Vc であ

添加量の少ないケース 1 に比べ，添加量の大きいケース

り，従来，製鋼スラグ混合土の配合を考える際に用いら

8 では製鋼スラグ混合土の初期含水比が小さくなってい

れてきた指標である．

る（表-5.2 参照）．そのため，図-5.1 中に示した 3 本の図-5.1 において，浚渫土の含水比が近い実験（ケース

直線には，製鋼スラグの添加量の影響と，製鋼スラグ混

1 と 8，ケース 2 と 9，ケース 4 と 10）に着目すると，浚合土の初期含水比の影響が混在していると考えられる．

渫土の含水比が同じであれば，実質体積比が大きいほどそこで，製鋼スラグ混合土の初期含水比に着目して実一軸圧縮強さが大きいことがわかる．この関係が従来着

験結果を見直したのが図-5.2 である．図-5.2 は図-5.1

目されてきた関係性で，同じ浚渫土に対して添加する製と同様に実質体積比と一軸圧縮強さの関係を示している

鋼スラグの量を増加させれば製鋼スラグ混合土の強度はが，図中の線は製鋼スラグ混合土の初期含水比が等しい

増加するとして配合設計に用いてきた．しかしながら，実験結果をつないだものである．この図を見ると，初期

浚渫土の含水比が異なる場合，実質体積比の増加に伴う含水比が低いケース 6〜10 の方が初期含水比が高いケー

一軸圧縮強さの増加率（図-5.1 中に示した 3 本の直線のス 1〜5 よりも概ね大きな一軸圧縮強さを示しているこ

200

100

150

50

100

(材齢28日)

50

0

0
0

5

10

15

20

25

0

実質体積比 (%)

図-5.1

ケース1
ケース2
ケース3
ケース4
ケース5
ケース6
ケース7
ケース8
ケース9
ケース10

(材齢28日)一軸圧縮強さ (kN/m2)

150
一軸圧縮強さ (kN/m2)

200

ケース1
ケース2
ケース3
ケース4
ケース5
ケース6
ケース7
ケース8
ケース9
ケース10

5

10

15

20

25

実質体積比 (%)

浚渫土と製鋼スラグの実質体積比と一軸圧縮

図-5.2

強さ

浚渫土と製鋼スラグの実質体積比と一軸圧縮
強さ（初期含水比に着目して整理した場合）- 91 -

平井

壮・水谷

崇亮・菊池

喜昭・川端

雄一郎

とがわかる．また，実質体積比が小さい範囲では，実質究では検討していない．浚渫土の含水比が高いと固化強

体積比の増加とともに一軸圧縮強さが大きくなる傾向を

度が低くなる懸念がある．図-5.3 に浚渫土の含水比と一示すが，実質体積比がある値を越えると一軸圧縮強さが

軸圧縮強さの関係を示す（図-5.3 の横軸は混合前の浚渫低下してしまうことがわかる．

土の含水比であり，製鋼スラグ混合土中の浚渫土部分の本研究で実施している配合は，製鋼スラグが最も多い

含水比とは異なる．しかしながら，供試体中の製鋼スラ

場合でも体積比 20%程度である．後で述べる X 線 CT 装

グの含水比が 5%程度であることから両者に大きな差は置による供試体の観察結果などから，この程度の添加量ないものと考えられる）．図-5.3 中に破線で示したようであれば製鋼スラグ混合土中で製鋼スラグ同士の接触がに，浚渫土の含水比によって一軸圧縮強さの上限がある問題になることはなく，製鋼スラグ混合土の挙動は粘着ようにも見受けられる．今後，このような課題について力で支配される（いわゆる c 材となる）と考えられ，配引き続き検討していく必要がある．

合条件により破壊モードが大きく変化することはないと

ここで，製鋼スラグ混合土の固化がシリカや遊離石灰思われる．

の量のバランスや化学平衡によって支配されているとす

また，製鋼スラグ混合土の固化は，浚渫土中のシリカ

れば，製鋼スラグ混合土の配合を体積比を基に検討すると製鋼スラグ中の遊離石灰を中心とした反応によって発のではなく，浚渫土と製鋼スラグの実質的な量を表す指生すると考えられているが，前章の検討結果より，溶液標に基づいて整理する方が望ましいと思われる．そこで，の pH やシリカ・カルシウムの溶出特性に関係する化学浚渫土と製鋼スラグの実質的な量の比を表す指標として，平衡などが固化反応に影響を与えることがわかる．つまそれぞれの乾燥質量の比を用いて実験結果を整理するとり，固化反応を促進させるためには，シリカと遊離石灰

図-5.4 のようになる．図-5.4 には図-5.1～5.3 と同様にの量のバランスの他，シリカ・カルシウムの溶出や反応供試体の材齢が 28 日の場合の実験結果のみ示しているに関係する化学平衡の影響を考える必要があり，いずれが，材齢 7 日，14 日の場合もほぼ同様な分布傾向となっか 1 つの成分を増加させても固化が進むとは限らない．

た．

このようなことが原因で，実質体積比を増加させ製鋼ス

図-5.4 より，製鋼スラグ混合土の初期含水比が一定のラグの添加量を増やしても，あるところで一軸圧縮強さ

場合，乾燥質量比 100%で一軸圧縮強さが最大となってが飽和し，それ以降はむしろ強度が低下する結果になっいることがわかる．製鋼スラグ混合土の初期含水比が変たものと考えられる．

化すると一軸圧縮強さの値は大きく変化するものの，乾一方，供試体中の製鋼スラグは含水比にして高々5%程

燥質量比 100%で一軸圧縮強さが最大となる傾向は変化

度しか水を含まないため，製鋼スラグ混合土の初期含水

しない．つまり，本研究で使用した浚渫土と製鋼スラグ

比を一定としたまま製鋼スラグの添加量を増加させると，の組み合わせにおいては，乾燥質量比 100%が高い強度

製鋼スラグ混合土中の浚渫土部分の含水比が大きくなっを得るための最適な配合であると言える．このように，てしまう．4 章の実験結果などから製鋼スラグ混合土中

実質体積比を用いるよりも乾燥質量比を用いる方が製鋼の浚渫土は固化していると考えられるが，固化する前のスラグ混合土の強度特性を把握しやすいことがわかる．

含水比が固化強度にどの程度影響するかについて，本研
200

100

ケース1
ケース2
ケース3
ケース4
ケース5
ケース6
ケース7
ケース8
ケース9
ケース10

(材齢28日)150
一軸圧縮強さ (kN/m2)

150
一軸圧縮強さ (kN/m 2)

200

ケース1
ケース2
ケース3
ケース4
ケース5
ケース6
ケース7
ケース8
ケース9
ケース10

(材齢28日)

100

50

50

0

0
0

100

200

300

0

400

50

図-5.3

100

150

200

乾燥質量比 (%)

浚渫土の含水比 (%)

混合前の浚渫土の含水比と一軸圧縮強さ

図-5.4

浚渫土と製鋼スラグの乾燥質量比と一軸圧
縮強さ- 92 -

250

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響について(2)

製鋼スラグに含まれる遊離石灰（f-CaO）が強度想される．また，製鋼スラグの細粒分には，やや多くのに与える影響（series2）

f-CaO が含まれているとの報告もある 27)．従って，製鋼(1)の結果より，
浚渫土に添加する製鋼スラグを増加さ

スラグに含まれる細粒分の違いは，製鋼スラグ混合土のせても必ずしも一軸圧縮強さが大きくなるとは限らない

強度に大きく影響する可能性がある．そこで，75μm ふ

ことがわかった．本実験では，製鋼スラグの添加量は一るいを用いて製鋼スラグ（f-CaO 高含有）を水洗し，粒定とし，製鋼スラグの成分が変化した場合の影響を検討

径 75μm 以上の成分と 75μm 未満の成分に分離して，そするため，f-CaO 低含有と f-CaO 高含有の 2 種の製鋼ス

れぞれを用いて供試体を作製し，一軸圧縮強さの変化をラグを用いて供試体を作製し，その強度を比較した．使調査した．なお，製鋼スラグの粒度分布は図-3.1 に示し用した浚渫土・製鋼スラグは 3 章に示したとおりである．

たとおりであり，75μm 以下の成分は約 3%となっている．

供試体の撹伴回数は 100 回とし，均質な供試体を作製し供試体は乾燥質量比 43%，製鋼スラグ混合土の初期含

た．浚渫土と製鋼スラグの配合は，(1)の検討の結果，最水比 119%とした．この条件は図-5.4 からわかるとおり，も大きな一軸圧縮強さが得られた乾燥質量比 100%としあまり大きな強度が得られない条件となっている．作製

た．また，製鋼スラグ混合土の初期含水比は 86%とした．

した供試体は，ふるい分けを行う前の全粒径の製鋼スラ実験の結果得られた一軸圧縮強さと材齢の関係を図グを用いたもの，ふるい分け後の 75μm 以上の成分のみ-5.5 に示す．図-5.5 より，いずれの材齢においても，を用いたもの，75μm 未満の成分のみを用いたものの 3

f-CaO 高含有の製鋼スラグを用いた方が一軸圧縮強さが種である．供試体の材齢と一軸圧縮強さの関係を図-5.6

大きい結果となった．しかしながら，材齢 7，14 日ではに示す．図-5.6 より，全粒径の製鋼スラグを用いた場合

その差は非常に小さく，また材齢 28 日においても一軸圧と，75μm 以上の成分を用いた場合では，一軸圧縮強さ

縮試験結果のばらつきが大きいことを考慮すると，それに大きな差はないことが確認できる．このことから，配ほど大きく差があるものとは言えない．3.2 で述べたと合設計時と実施工時で製鋼スラグの細粒分の含有量が多おり，f-CaO 高含有の製鋼スラグは f-CaO 低含有の製鋼少変化したとしても，その変化が数%程度の範囲であれスラグと比較して少なくとも 1.5 倍程度の f-CaO を含ん

ば製鋼スラグ混合土の強度に大きな影響を与えないと考でいるものと思われる．しかしながら，今回用いた 2 種

えられる．一方，製鋼スラグの 75μm 未満の細粒分のみ類の製鋼スラグによる実験では，一軸圧縮試験結果にあを用いて作製した供試体は，他の場合よりも大きな一軸

まり大きな差は見られず，f-CaO 含有率の影響を確認す

圧縮強さを示し，材齢の増加に伴う一軸圧縮強さの増加

ることはできなかった．

も顕著である．
そこで，粒径 75μm 未満の製鋼スラグを用い，乾燥質(3)

量比を 10，20%とさらに小さくして供試体を作製するこ

製鋼スラグの細粒分の影響（series3）

製鋼スラグの細粒分が多いと，比表面積が大きくなるとを試みた．製鋼スラグ混合土の初期含水比は 119%とことから，一般的に種々の化学反応が活性化されると予した．なお，この配合条件で，全粒径の製鋼スラグを用

350

300

一軸圧縮強さ (kN/m2)

250

一軸圧縮強さ (kN/m2)

全粒径75μm以上75μm未満

300

200

150

100

50

250
200
150
100
50

f-CaO高含有
f-CaO低含有

0
0

5

10

15

20

25

0
0

30

図-5.5

5

10

15

20

25

30

材齢 (日)

材齢 (日)

製鋼スラグ種別の一軸圧縮試験結果

図-5.6

粒径の異なる製鋼スラグを混合した場合の一軸圧縮強さの変化- 93 -

平井

350

崇亮・菊池

喜昭・川端

雄一郎

して強度増加を図ることも可能であると考えられる．

7日強度
14日強度
28日強度

300

一軸圧縮強さ (kN/m2)

壮・水谷

(4)

250

製鋼スラグ混合土の混合条件が強度に与える影
響（series4）200

ここでは，製鋼スラグ混合土の均質性，特に製鋼スラ150グの分布状況が異なる場合に，製鋼スラグ混合土の強度

100がどのような変化をするかについて検討する．ここまでの検討では，供試体を作製する際のスプーンでの撹伴回

50

数を 100 回とし，十分に混合した供試体を作製したが，

0
0

10

20

30

40

ここでは撹伴回数を 15 回，30 回，100 回の 3 通りに変化

50

させ，それぞれの場合における製鋼スラグの分布状況な

細粒分の乾燥質量比 (%)

図-5.7

らびに一軸圧縮強さを調査した．配合条件は，乾燥質量

製鋼スラグ混合土の細粒分の乾燥質量比と比 100%，製鋼スラグ混合土の初期含水比 86%である．

一軸圧縮強さいて製鋼スラグ混合土を作製した場合，材齢 28 日でも供a) X 線 CT 装置による供試体内部の観察

試体が自立しないことが確認されている．

撹拌回数の異なる供試体を作製した直後に，X 線 CT

実験結果を図-5.7 に示す．図-5.7 より，細粒分の乾燥装置で供試体を撮影し断面画像を取得した．得られた水

質量比の増加に伴って，一軸圧縮強さが大きくなってい

平断面・鉛直断面画像を図-5.8 に示す．図-5.8 には，撮ることがわかる．また，細粒分のみの製鋼スラグを用い影した断面位置もあわせて示している．画像では密度のることで，乾燥質量比を小さくしても十分な一軸圧縮強

高い部分が白く，密度の低い部分が黒く表示されている．

さが得られることがわかる．また，供試体毎の一軸圧縮

この供試体の場合，密度の高い白い部分は製鋼スラグの強さのばらつきも小さく，安定した強度が得られている．

粒子であると考えられる．また，供試体中の黒い部分は

このようなことから，製鋼スラグの添加量をできるだけ供試体中に含まれている気泡に対応している．その他の少なくしたい場合には，製鋼スラグの細粒分のみを使用

グレーの部分が浚渫土を示している．図-5.8 から，撹拌

5cm

10cm

観察断面
（水平断面と鉛直断面）
図-5.8

30 回撹拌

15 回撹拌

撹拌回数を変化させた場合の製鋼スラグ混合土の断面画像- 94 -

100 回撹拌

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響について

100

250
30回撹拌
100回撹拌

200
一軸圧縮強さ (kN/m2)

供試体高さ (mm)

80

15回撹拌
30回撹拌
100回撹拌

15回撹拌

60

40

20

150

100

50

浚渫土のみ
0
38000

製鋼スラグのみ
39000

40000

41000

0
42000

0

5

10

GL値

図-5.9

15

20

25

30

材齢 (日)

GL値の鉛直方向分布

図-5.10撹拌回数が異なる製鋼スラグ混合土の材齢と一軸圧縮強さ

回数が 15 回の場合，製鋼スラグが供試体の上部に集まっがかなり不均質であることが確認できる．一方，図-5.9ており，供試体下部にはあまり分布していない．一方，によると，撹拌回数が 100 回の場合には鉛直方向の GL

撹拌回数が 100 回の場合は，製鋼スラグが供試体内で比値の変動は小さく，供試体の均質性が確保されているこ較的均等に分布していると考えられる．撹拌回数が 30とがわかる．

回の場合はその中間的な状況で，供試体下部でやや製鋼b) 一軸圧縮試験の結果

スラグが少ないように見受けられる．
このような供試体の不均質性をもう少し定量的に確認

材齢 7，14，28 日の供試体について，一軸圧縮試験をするため，X 線 CT 画像の輝度の鉛直方向分布を求め，実施した結果を図-5.10 に示す．図-5.10 より，撹拌回数

その変動傾向を調査する．X 線 CT 装置で得られる 3 次が 100 回の供試体は他の場合と比較して一軸圧縮強さが

元画像は水平断面をつみ上げたような形で取得されてお大きく，材齢とともに一軸圧縮強さが増加していく傾向

り，本研究では供試体の高さ方向に 512 枚の水平断面とが見られる．また供試体毎の強度のばらつきも小さい．

して画像データを取得している．そこで，各水平断面のこれに対し，撹拌回数が 15 回，30 回の場合は，一軸圧輝度の平均値を求め，その平均値とその水平断面の高さ縮試験が可能である程度には固化が進んでいるものの，の関係をプロットすることで，供試体の X 線 CT 画像のいずれの材齢においても供試体毎の一軸圧縮強さのばら

輝度の鉛直方向分布を示すと図-5.9 のような関係が得

つきが大きく，材齢が進んでも一軸圧縮強さが伸び悩むられる．図-5.9 では，輝度を GL 値と呼ばれる値で示し傾向にある．材齢 28 日において，撹拌回数 15 回，30 回ており，GL 値が大きい方が画像が白く（密度が高い），の場合の一軸圧縮強さは，100 回の場合の一軸圧縮強さ

GL 値が低くなると画像が黒い（密度が低い）ことを表の 1/3 程度となっている．これは，a)で確認した製鋼ス

28)．また，図-5.9 では，比較のため，浚渫土のラグ混合土の不均質性によるものであり，後で述べる製

みの供試体，製鋼スラグのみの供試体を作製し，X 線 CT

鋼スラグ混合土の破壊状況などから，供試体の強度は製装置で断面画像を撮影して同様な処理を行った結果をあ

鋼スラグの分布状況に大きく依存するためと考えられる．

している

わせて示している．
図-5.9 より，撹拌回数が 15 回の場合には，供試体のc) 製鋼スラグの分布状況の評価

上部で GL 値が高く，下部にいくほど GL 値が低い状況

4.1 の模型実験の結果によると，浚渫土の固化範囲は，が確認できる．図-5.8 で確認したとおり，供試体の上部模型地盤作製後 7〜14 日で浚渫土と製鋼スラグの接触面に製鋼スラグが集中してしまっていることに対応していから 5mm 程度，28 日後で 7mm 程度であった（図-4.3

る．撹拌回数が 30 回の場合，図-5.8 の画像では製鋼ス参照）．そこで，撹拌回数が少なく不均質な供試体と，十ラグはある程度均等に入っており，供試体下部でやや少分に撹拌した均質な供試体について，浚渫土から製鋼ス

ないというように見えているが，図-5.9 で確認するとそラグまでの距離の分布状況を計算により求めることを試の混合状況はむしろ撹拌回数 15 回の場合に近く，供試体

みた．

- 95 -

平井

壮・水谷

崇亮・菊池

喜昭・川端

検討の対象としたのは，乾燥質量比 43%，製鋼スラグ

雄一郎

16000

混合土の初期含水比 119%の供試体である（計算時間を3分間混合 - 供試体1
3分間混合 - 供試体2
15回混合 - 供試体1
15回混合 - 供試体2
15回混合 - 供試体314000

短縮するため，製鋼スラグの添加量が少ない配合条件の12000

ものを対象とした）．均質な状態を得るため 3 分間撹拌を
10000

頻度

継続した供試体 2 本と，15 回撹拌で作製した供試体 3 本である．なお，3 分間の撹拌で，撹拌回数は約 100 回で
あった．

8000

6000

計算手順は以下のとおりである．まず，X 線 CT 装置

4000で取得した供試体の 3 次元画像から製鋼スラグの粒子を抽出する．粒子の抽出は，画像処理ソフトウェア ImageJ

2000

を用いて自動的に行った．抽出された粒子の個数は供試

0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

離隔 (mm)

体毎に異なっており，7000～25000 個である．一方，製
図-5.11

鋼スラグの添加量と粒度分布から，製鋼スラグの粒子が乾燥質量比43%，初期含水比119%の製鋼スラグ混合土中の任意の点から製鋼スラグ粒子のすべて球であると仮定して供試体に含まれる粒子数を求12めると 3.5×10 個，X 線 CT 画像の解像度 0.12mm より中心までの離隔の頻度分布大きい粒子に限ると約 200000 個である．計算上は粒径0.63mm 以上の粒子の個数が約 23000 個となり，抽出した粒子の個数に対応する．このことから，X 線 CT 画像

一方，15 回撹拌の供試体の場合，離隔の最頻値は 1〜から抽出できた製鋼スラグは粒径が 0.63mm 程度以上の2mm とそれほど大きくはないが，ばらつきの範囲が大きもののみであり，それより小さい製鋼スラグの粒子の存

く，離隔が最大で 5mm 程度まで達していることが図

在は無視していると考えることもできる．

-5.11 からわかる．しかしながら，製鋼スラグ粒子の粒次に，供試体内の任意の 1 点に着目し，着目点から最径を考慮していないこと，また，模型実験で確認したと寄の製鋼スラグ粒子までの離隔を求める．この時，簡単

おり，反応物質が十分にあれば 7〜14 日の養生中に固化のため，製鋼スラグの粒子の大きさは無視し，製鋼スラ

範囲が 5mm 程度まで及ぶことなどから，15 回撹拌であグの重心までの離隔を求めた．このため，着目点が製鋼っても浚渫土部分は十分に固化するものと考えられる．

スラグの粒子内にある場合でも，最寄りの製鋼スラグ重配合条件は異なるものの，b)で示したとおり，15 回撹拌

心までの離隔が計算される．着目点を変化させながら同の供試体でも一軸圧縮試験が実施できる程度までは固化様な計算を行い，離隔の頻度分布を求める．ここでは，している．このようなことから，本研究で実施した程度

直径 5cm，高さ 10cm の円筒供試体の中心部分に，縦横の範囲であれば，製鋼スラグ混合土の撹拌が不十分な場

3cm，高さ 8cm の立方体状の範囲を設定し，この範囲内

合でも固化が進まないということはなく，固化はするがに含まれる縦，横，高さともに 1mm 毎の格子点を着目

固化部分の強度が相対的に低いことや，製鋼スラグ混合

点として計算を行った．供試体の中心部分だけを計算し土の不均質性により供試体の強度が低下している可能性

たのは，X 線 CT 装置で取得する 3 次元画像の周辺部でがあると考えることができる．

は画像のゆがみや輝度変化のノイズが大きく，画像の精
5.3 まとめ度が低いためである．頻度分布を求めるために計算した着目点数は 77841 点である．このようにして得られた供本章では，配合や混合条件を様々に変化させて作製し試体中の各点から最寄りの製鋼スラグ重心までの離隔のた製鋼スラグ混合土に対して一軸圧縮試験を実施し，配頻度分布を図-5.11 に示す．

合・混合条件が強度に与える影響について検討した．そ3 分間撹拌した供試体の場合，離隔の最頻値は 1mm 程の結果，以下のようなことを確認した．

度であり，離隔が大きい場合でも 3〜4mm 程度におさま・製鋼スラグ混合土で大きな強度を得るためには，最適っていることがわかる．製鋼スラグ粒子の 80%以上が粒な浚渫土と製鋼スラグの乾燥質量比が存在し，それ以

径 1mm 以上である（図-3.1 参照）ことを考慮すると，上の製鋼スラグを添加すると強度はむしろ低下する．

供試体の各地点から製鋼スラグ表面までの距離は，ほとこの乾燥質量比は，製鋼スラグ混合土の初期含水比にんどの場合，数 mm 以下におさまっていると考えることよらない．また，初期含水比が低いほど製鋼スラグ混ができる．

合土の強度は増加する．

- 96 -

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響についてているが，これは X 線 CT 装置による画像取得のため載・遊離石灰含有率の異なる製鋼スラグを用い，作製した製鋼スラグ混合土の強度を比較すると有意な差は見ら荷を停止したことによるものである．

れなかった．これは，製鋼スラグ混合土の強度を得る

それぞれの実験で得られた供試体の水平断面画像，鉛ための適切なバランスとなる製鋼スラグ添加量が存在

直断面画像を図-6.2〜6.4 に示す．観察断面の位置は図するためと考えられる．

-5.8 と同様である．

・製鋼スラグの細粒分の変化により，製鋼スラグ混合土

図-6.2 に示した乾燥質量比 43%の供試体の場合，軸荷の強度は変化する．従って，配合試験の際に使用する重が最大となるのは，軸変位 2.9mm 付近であり，図-6.2

製鋼スラグと実施工で使用する製鋼スラグの粒度分布の 2 枚目と 3 枚目の間にあたる．水平断面画像では製鋼に，大きな差異が無いことを確認する必要がある．一スラグの粒子を中心とした放射状のノイズが見られるた方で，製鋼スラグの細粒分を積極的に用いることで，め判別が難しいが，良く観察すると，2 枚目の軸変位

製鋼スラグ混合土の強度増加を図ることも可能である

2.7mm の際には見られないクラックが 3 枚目の水平断面と考えられる．

や鉛直断面の中央部，右下部に見られる．4 枚目の軸変・製鋼スラグ混合土の撹拌が不十分な場合，強度が低下

位 3.5mm の画像では，これらのクラックがさらに進展し，したり供試体毎のばらつきが大きくなったりすること

また拡幅していることがわかる．クラックは浚渫土（画が確認された．しかしながら，4章の模型実験の結果や像のグレー部分）の中央から発生している．

X線CT装置の観察の結果などから，今回の検討の範囲

次に，図-6.3 に示した乾燥質量比 100%の場合，軸荷においては製鋼スラグ混合土の撹拌が不十分でも固化重が最大となるのは軸変位 2.7mm 付近であり，図-6.3

反応が進まないということではなく，固化はするが固の 2 枚目に相当する．図-6.3 の鉛直断面画像では軸変位化部の強度が相対的に低いことや，供試体の不均質性

2.4〜3.0mm まではクラックの発生が確認できず，軸変位に起因して供試体の強度が低下している可能性がある．

4.0mm の画像で突然大きなクラックが発生しているように見える．しかしながら，軸変位 3.0mm の水平断面画像

6. 製鋼スラグ混合土の破壊の進行状況

を見ると，画像の下部，気泡で供試体が少し欠けているように見える部分からわずかにクラックが発生している

5 章の検討結果より，製鋼スラグ混合土の強度には固様子を確認できる．気泡付近とその左上にある製鋼スラ化反応の進展状況だけではなく，固化部の強度や供試体

グの表面部分が弱面となってクラックが発生したように内の不均質性も影響している可能性が示唆された．ここも見えるが，この画像からでは発生状況は不明暸である．

では，一軸圧縮試験中の供試体の断面画像を X 線 CT 装
置により取得し，供試体内部における破壊の進行状況を
調査する．

0.4

乾燥質量比43% (W=119%)
乾燥質量比100% (W=86%)
乾燥質量比233% (W=52%)

6.1 十分に撹拌した供試体の破壊状況
0.3

まず十分に撹拌し，均質に作製した供試体の破壊状況
軸荷重 (kN)を観察する．観察の対象としたのは，浚渫土の含水比を
液性限界の 1.5 倍に調整し，製鋼スラグを乾燥質量比で43，100，233%添加して作製した供試体で，製鋼スラグ
混合土の初期含水比はそれぞれ 119，86，52%である．

0.2

0.1

供試体作製時には 3 分間撹拌を継続し，均質な供試体を作製している．一軸圧縮試験を実施した供試体の材齢は00

いずれも 14 日である．

2

4

6

8

10

軸変位 (mm)

図-6.1 に各供試体の一軸圧縮試験で得られた軸荷重
図-6.1〜軸変位関係を示す．一軸圧縮試験の試験結果は軸荷3分間撹拌により作製した製鋼スラグ混合土の一軸圧縮試験結果

重・軸ひずみから圧縮応力と圧縮ひずみを求めて図示すべきであるが，ここでは図-6.2〜6.4 に示した画像との対比を容易にするため，軸荷重〜軸変位関係を中心に説明する．図-6.1 中で，一定の軸変位毎に軸荷重が低下し- 97 -

平井

軸変位: 2.4mm
図-6.2

崇亮・菊池

2.7mm

喜昭・川端

雄一郎

3.0mm

3.5mm

乾燥質量比 43%で 3 分間撹拌して作製した混合土の一軸圧縮試験時の断面画像

軸変位: 2.4mm
図-6.3

壮・水谷

2.7mm

3.0mm

4.0mm

乾燥質量比 100%で 3 分間撹拌して作製した混合土の一軸圧縮試験時の断面画像- 98 -

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響について

軸変位: 2.4mm
図-6.4

2.7mm

3.0mm

3.5mm

乾燥質量比 233%で 3 分間撹拌して作製した混合土の一軸圧縮試験時の断面画像

図-6.4 に示した乾燥質量比 233%の供試体では，軸荷軸荷重が得られている．他の 2 つの場合（乾燥質量比 43，

重が最大となるのは軸変位 2.8mm 付近であり，図-6.4

100%）には，3 分間撹拌の場合よりも最大軸荷重が小さの左から 2 枚目と 3 枚目の間にあたる．図-6.4 でも図

く，最大軸荷重を示す軸変位も小さい．図-6.6〜6.8 に-6.3 の場合と同様，鉛直断面画像ではクラックの発生がこれらの実験で得られた水平断面，鉛直断面画像を示す．

確認しにくいが，軸変位 3.0mm の水平断面を見ると，中央付近から右向きと上向き，さらに左下方向へクラックが発生している．このクラックは供試体中の製鋼スラグ

0.4

乾燥質量比43% (W=119%)
乾燥質量比100% (W=86%)
乾燥質量比233% (W=52%)の間を縫うように，また，製鋼スラグの表面付近から浚渫土が剥離するように発生しており，図-6.2 の場合とは0.3

傾向が異なるようである．なお，図-6.4 および後に述べ軸荷重 (kN)る図-6.8 に示した供試体の浚渫土と製鋼スラグの実質体積比は約 34%であり，製鋼スラグ粒子が接触することにより破壊時の挙動が他の供試体と異なっている可能性
がある．

0.2

0.1

6.2 不均質な供試体の破壊状況

00

次に，撹拌が不十分で供試体が不均質な場合として，

2

4

6

8

10

軸変位 (mm)

配合条件は 6.1 と同様で撹拌回数を 15 回とした供試体の図-6.5

破壊状況を観察する．

15回撹拌により作製した製鋼スラグ混合土の一軸圧縮試験結果

図-6.5 に一軸圧縮試験で得られた軸荷重〜軸変位関係を示す．製鋼スラグの添加量が多い乾燥質量比 233%の場合には，図-6.1 の 3 分間撹拌の場合と同程度の最大- 99 -

平井

軸変位: 1.5mm
図 6.6

崇亮・菊池

1.8mm

喜昭・川端

雄一郎

2.1mm

2.4mm

乾燥質量比 43%で 15 回撹拌して作製した混合土の一軸圧縮試験時の断面画像

軸変位: 1.8mm
図-6.7

壮・水谷

2.1mm

2.4mm

2.7mm

乾燥質量比 100%で 15 回撹拌して作製した混合土の一軸圧縮試験時の断面画像- 100 -

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響について

軸変位: 2.4mm
図-6.8

2.7mm

3.0mm

4.0mm

乾燥質量比 233%で 15 回撹拌して作製した混合土の一軸圧縮試験時の断面画像

図-6.6 に示した乾燥質量比 43%の供試体の場合，供試ようやくクラックの発生が確認できる．このクラックは体の右半分には製鋼スラグの粒子があまり分布しておら

製鋼スラグの表面から剥れるようにして発生しており，ず，供試体は初期からやや右に傾いていた．最大軸荷重同じ配合条件で 3 分間撹拌した供試体（図-6.4）と同様

は軸変位が約 1.7mm の時点で記録され（図-6.6 の左かの傾向を示している．このケースでは，製鋼スラグの添ら 2 枚目付近），その後，供試体にクラックが発生してい加量が多いため，撹拌回数が少なくても供試体全体に製る様子が観察される．この時，クラックは供試体の中央鋼スラグが均当に分布している．そのため，強度・破壊部，製鋼スラグが比較的多い供試体の左側と比較的少な

状況とも 3 分間撹拌したケースとほぼ同様な結果になっい右側の境界付近に発生している．また，製鋼スラグがたものと思われる．

比較的多い左側の中にも，浚渫土の中央部分から発生しているクラックが存在する．

6.3 製鋼スラグ混合土の破壊状況のまとめ

次に，図-6.7 の乾燥質量比 100%の場合を見ると，軸6.1，6.2 の観察結果から，製鋼スラグ混合土の破壊状荷重が最大となる軸変位 2.3mm よりも前の軸変位 2.1mm

況をまとめると，概ね以下のようなパターンに分類されの段階ですでに小さなクラックが発生していることが確ると考えられる．

認できる．クラックの発生位置は浚渫土の中央であり，このクラックがその後供試体の圧縮に伴って進展・拡幅①

製鋼スラグ混合土が著しく不均質な場合していく．配合条件・撹拌条件は異なるものの，クラッ

製鋼スラグが多く分布する領域と，製鋼スラグが分布

クの発生状況としては図-6.2 で見られたものと同様なしていない領域で供試体の強度に大きな差が発生するた傾向を示しているようである．

め，強度の大きい部分に応力集中が発生するなどして，最後に，製鋼スラグの混合量が多い乾燥質量比 233%

その境界付近でクラックが発生する．供試体の強度は，の場合，軸変位が 2.6mm の時点で最大軸荷重を記録して製鋼スラグの分布状況に大きく依存するため，供試体毎いるが，図-6.8 によると，軸変位が 3.0mm の段階でもの強度のばらつきが大きくなるものと推測される．

まだクラックは確認できない．軸変位が 4.0mm の段階で- 101 -

平井

②

壮・水谷

崇亮・菊池

喜昭・川端

雄一郎

製鋼スラグの添加量が少ない場合・部分的に少ないされている．製鋼スラグは新日本製鐵（株）製の粒径領域ができてしまった場合

20mm 以下のものが使用されている．混合方法はバック

製鋼スラグが少ない部分であっても，浚渫土は固化し

ホーによる混合撹拌で，撹拌時間は 2 時間である．供試ているものと考えられる．しかしながら，製鋼スラグか

体は 2 時間撹拌後に現地で直径 100mm，高さ 200mm のら遠い部分の浚渫土は相対的に固化後の強度が低いと思

プラスチックモールドに取り分け，10 日程度現地保管しわれ，クラックはこういった浚渫土の中央部分から発生

固化した後に運搬した．バックホーによる撹拌状況及びし，供試体の圧縮に伴って進展・拡幅していく．このよ

供試体の外観を図-7.1 に示す．
X 線 CT 装置による観察は，供試体をモールドに入れうな状況では，供試体の強度が主として浚渫土部分の固化後の強度に支配されているものと思われる．

たままの状態で実施した．観察した供試体は 2 本である．

③

製鋼スラグの添加量が多く供試体内に均当に分布

撮影断面は図-7.1 に示したとおりで，水平断面を 1 断面，

している場合鉛直断面を 2 断面（互いに直交する断面）とした．ただ浚渫土部分が十分に固化し，製鋼スラグ混合土は高い

し，装置の都合により，鉛直断面の高さ方向の観察範囲剛性を持つ．最大軸荷重を越えるまではクラックの発生

は供試体中央部の 10cm 分とした．得られた画像を図-7.2

は見られず，最大軸変荷を越えた後に急にクラックが発に示す．

生する脆性的な挙動を示す．クラックは製鋼スラグの表

図-7.2 より，製鋼スラグの粒子は比較的均当に分布し面から固化した浚渫土が剥離するようにして発生する．

ており，混合状態は良好である．スラグ粒子と浚渫土のこのような状況では，供試体の強度が主として浚渫土と境界面に剥離等は見られず，付着状況も良好であると思

製鋼スラグの付着力によって支配されているものと思わわれる．供試体 1 の鉛直断面の中央部を見ると，製鋼スれる．

ラグの粒子がやや少なく，浚渫土が集まっているようにも見受けられるが，細かい製鋼スラグの粒子が混入して②と③のどちらのパターンが表れるかは，固化した浚

おり，粒子間の距離も狭いことから，固化が発生しない

渫土の強度と，浚渫土と製鋼スラグの付着力のどちらがような状況ではないと考えられる．なお，図に示した断大きいかに依存すると考えられる．

面以外にもいくつかの断面を観察したが，全体的に同様な傾向であった．

7. 現地で製造した製鋼スラグ混合土の内部状況の図-7.2 を見ると，モールドの供試体の間には隙間があ観察いており，製鋼スラグによる吸水や固化に伴う体積収縮が発生している可能性がある．特に供試体 2 では供試体

堺泉北港堺 2 区で実証実験工事の際に作製された製鋼中央部までクラックが発生している．クラックはどちらスラグ混合土について，X 線 CT 装置による内部状況のかと言えば製鋼スラグが多く分布している領域を中心に観察を実施した．製鋼スラグ混合土の配合条件は，浚渫

発生しているようである．今回観察した製鋼スラグ混合33

土 400m に対し製鋼スラグ 100m という体積管理で決定

図-7.1

土については，現地においてフロー値の測定が困難なほ

製鋼スラグ混合土の撹拌状況，供試体の外観及び観察位置- 102 -

製鋼スラグ混合土の配合・混合条件がその力学特性に与える影響について

図-7.2

現地で作製された製鋼スラグ混合土の X 線 CT 装置による観察結果

どかたかったとのことで，製鋼スラグ混合土の初期含水鋼スラグの最大粒径が大きいことを考慮すれば，製鋼ス

比が低かったことがクラックの発生原因となっている可ラグの粒子は十分に均当に分布していると言って良いと能性もある．このようなクラックは他の一軸圧縮試験用思われる．

の供試体作製時にも確認されており，水中養生の条件下

以上，断面画像の観察結果及びその輝度分布の分析結でもクラックが進展することが観察されている．原位置

果より，今回作製された製鋼スラグ混合土は十分に撹拌においてこのようなクラックが連続的に発生した場合，されており，均質な状態になっているものと考えられる．

これが弱面となって地盤の強度が低下する要因にもなり得る．打設順や打ち継ぎ部の処理などでクラックが連続しないよう工夫する必要があると思われる．

200

供試体1
供試体2

混合状態をより明確にするため，5.2(4)と同じ手法で供試体 1，2 の GL 値の鉛直方向分布を求めた．結果を図150
供試体高さ (mm)-7.3 に示す．X 線 CT 装置の都合で一度に取得できる画像の高さが 10cm に制限されるため，ここでは，供試体（高さ 20cm）を上部と下部の 2 回に分けて撮影している．
また，X 線 CT 装置による観察の際，撮影範囲の端部では十分な画像の精度が得られないため，図-7.3 では供試

100

50

体の上下端及び中央部のデータが得られていない．
図-7.3 より，供試体 1 と供試体 2 で若干の差はあるも

0
33000

のの，概ね近い GL 値となっている．また，各供試体の

35000

36000

37000

38000

39000

40000

GL値

上下方向の GL 値の変化は高々1000 程度の範囲におさまっている．実験室内で作製した均質な供試体の場合（図

34000

図-7.3

現地で作製された供試体のGL値の鉛直方向分
布-5.8）と比較すると少し変動幅が大きいが，使用した製- 103 -

平井壮・水谷 崇亮・菊池 喜昭・川端 雄一郎

8. 本研究のまとめ

9. おわりに

これまで述べてきた検討の結果から，本研究で得られ製鋼スラグ混合土は，使用する浚渫土や製鋼スラグにた製鋼スラグ混合土の力学特性に関する知見をまとめる

より発揮される強度が変化する．本研究により，製鋼スと以下のようになる．

ラグ混合土の固化を支配する要因や，製鋼スラグ混合土

製鋼スラグ混合土の強度は，添加する製鋼スラグの量の配合条件の考え方，製鋼スラグ混合土の破壊パターン

だけではなく，製鋼スラグ混合土の初期含水比（製鋼スなどが明確になってきた．得られた知見を配合設計や現ラグを添加・撹拌した直後の含水比），浚渫土に含まれる地での施工管理に活用することで，従来よりも高度な製

シリカと製鋼スラグに含まれる遊離石灰の量のバランス，

鋼スラグの品質管理が可能となるものと思われる．一方

シリカとカルシウムの溶出に影響する化学平衡などの要で，固化を支配する化学反応の特定や，浚渫土・製鋼ス

因に支配されている．そのため，これらの総合的な関係

ラグの特性が変動した際の製鋼スラグ混合土の強度の変から，大きな強度を得るための最適な製鋼スラグ添加量化など，まだ十分な知見が得られていない課題も残されが存在する．この添加量を把握するためには，配合試験ている．引き続き，残された課題の解明に取り組み，製において，製鋼スラグ混合土の初期含水比を一定にし，鋼スラグ混合土の利用拡大に資するよう努力していきた浚渫土と製鋼スラグの乾燥質量比に対して一軸圧縮強さ

い．

を整理することが有効である（図-5.4 参照）．配合試験（2012年8月10日受付）の際に，いくつかの初期含水比に対してこのような関係を把握しておくことで，実施工で使用する浚渫土の含水比が多少変化してもすぐに配合の見直しを行うことが可謝辞能であり，実施工で所定の強度が得られないという問題

本研究は，国土交通省近畿地方整備局神戸港湾空港技を回避できる可能性が高まる．なお，現地で得られる浚術調査事務所からの受託研究の成果を中心にとりまとめ

渫土の粒度分布が大きく変化すると想定される場合につたものである．さらに，本研究の一部は，科研費

いては，あらかじめ粒度分布を変化させた配合試験を行（24686052）の助成により実施したものである．ここにうなどの検討をしておく必要がある．

記して謝意を表する．また，大阪港湾・空港整備事務所

製鋼スラグ混合土の強度には，製鋼スラグの細粒分含の関係各位には，現地で作製された製鋼スラグ混合土を有率も影響を与える．従って，配合試験で用いた製鋼ス

ご提供頂くなど多大なるご支援を頂いた．SEMによる観ラグと実施工で用いる製鋼スラグの粒度分布に大きな違察にあたっては土質研究チーム田中政典専門研究員およいがないことを確認しておく必要がある．逆に，製鋼ス

び研修生の柳沢昭彦氏にその方法をご指導いただいた．

ラグの細粒分を利用することで製鋼スラグ混合土の強度関係各位に感謝いたします．

増加を図ることも可能である．
製鋼スラグ混合土の破壊状況は，製鋼スラグの配合や混合状況によりいくつかのパターンにわけられる．製鋼

参考文献

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鋼スラグの分布状況に大きく依存するため，供試体毎のの手引き，2008年.
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強度のばらつきが大きくなるものと推測される．しかしながら，製鋼スラグからある程度離れたところでも浚渫グを混合した建設泥土の強度特性について，第59回

土が固化することや，現地で作製された供試体を観察し

土木学会年次学術講演会講演概要集，論文番号3-539，

たところ比較的良く撹拌されていたことなどから，現在

2004．

行われているような撹拌方法で作製された場合には，長3) 鶴谷広一・中川雅夫・木曽英滋・古川恵太：鉄鋼ス

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化した浚渫土の強度と，浚渫土と製鋼スラグの付着力の

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大小関係により，浚渫土部分からクラックが発生するパ時のコンブ等の生育に関する実海域実験―転炉系製

ターンと，浚渫土が製鋼スラグ粒子の表面から剥離する

鋼スラグ等を用いた藻場造成技術開発（1）―，第20

ことによってクラックが発生するパターンにわけられる．

回海洋工学シンポジウム講演論文集，2008．

- 104 -

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平井

壮・水谷

崇亮・菊池

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- 106 -

喜昭・川端

雄一郎

港湾空港技術研究所報告第 51 巻第 3 号

２０１２．１２

編集兼発行人

独立行政法人港湾空港技術研究所

発

行

所

独立行政法人港湾空港技術研究所
横 須 賀 市 長 瀬 ３ 丁 目 １ 番 １ 号
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刷

所

株 式 会 社 シ ー ケ ン

C （2011）by PARI
Copyright ○All rights reserved. No part of this book must be reproduced by any means without the written
permission of the President of PARI
この資料は、港湾空港技術研究所理事長の承認を得て刊行したものである。したがって、本報告書の全部または一部の転載、複写は港湾空港技術研究所理事長の文書による承認を得ずしてこれを行ってはならない。

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CONTENTS⁛┙ⴕ᡽ᴺੱ᷼ḧⓨ᷼ᛛⴚ⎇ⓥᚲ

1. Coservation and Restoration of Intertidal Flat Ecosystems by Exploring Shorebird Foraging Ecology·············································································· Tomohiro KUWAE, Eiichi MIYOSHI ······· 3

2. Study on Effect of Mixing Condition on Mechanical Properties of Mixture of Dredged Soil and Steel Slag·····························So HIRAI, Taka-aki MIZUTANI, Yoshiaki KIKUCHI, Yuichiro KAWABATA ······· 77঵ᇙ࣏঵࠷ଽ़ࡢୖ!
ဥ৤!




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