ＩＳＳＮ１３４６－７８４０

港湾空港技術研究所
資料
TECHNICAL NOTEOFTHE PORT AND AIRPORT RESEARCH INSTITUTE

No.1293

December 2014

複数の高圧噴射ノズルによる地盤の掘削･攪拌性能評価

森川
水谷
菊池
森安
妙中
高橋
横山

独立行政法人

嘉之
崇亮
喜昭
俊介
真治
健二
博康

港湾空港技術研究所

Independent Administrative Institution,

Port and Airport Research Institute, Japan

目
要

次

旨 ························································································································

3

1. まえがき ···················································································································

4

2. 高圧噴射の地盤切削距離の評価 ····················································································

5

2.1

切削攪拌距離の評価式 ··························································································

52.2

単一噴射ノズルによる地盤切削模型実験 ·································································

7

2.3

複数噴射ノズルによる地盤切削模型実験 ·································································

92.4

複数の噴射ノズルの配置が地盤切削性能に及ぼす影響 ··············································· 10

3. 実地盤切削攪拌実験 ···································································································· 143.1

予備実験（実物大実験仕様の検討） ········································································ 14

3.2

実物大実験 ·········································································································· 17

3.3

実験結果 ··············································································································· 19

4. 根固め部の品質 ·········································································································· 20
4.1

一軸圧縮強さ ······································································································· 20

4.2

セメント量 ·········································································································· 21

4.3

均質性 ················································································································ 22

5. まとめ ······················································································································· 25
6. おわりに ··················································································································· 25
謝辞 ······························································································································ 25
参考文献 ·························································································································· 25
付録A 模型実験に使用した噴射ノズルの流量係数について ··················································· 26
付録B 切削面積の算出方法について ··················································································· 26-1-Performance Evaluation of Ground Excavation and Mixing
by Plural High Pressure Injection Nozzles

Yoshiyuki MORIKAWA*
Takaaki MIZUTANI**
Yoshiaki KIKUCHI***Shunsuke MORIYASU****
Shinji TAENAKA*****
Kenji TAKAHASHI******
Hiroyasu YOKOYAMA*******

Synopsis
In recent years, the technique of high pressure injection mixing has been increasingly employedfor various purposes such as stabilizing the ground neighboring the existing facilities, constructionof soil cement block around pile toe, and so forth. Stabilized body is required to have designatedshape and size, as well as strength, which are usually ensured through site management indirectly. It
is therefore important to understand the relationship among the injection method, physical andstrength properties of soil, and size of ground excavated and mixed by injected fluid.
A few techniques of high pressure injection mixing provide the evaluation method of excavatedand mixed range. However, these evaluation methods can be used only for each technique, because
they include effects of innovative device of the technique implicitly. On the other hand, Modoni etal. (2006) developed a theoretical model for evaluation of size of ground cut and eroded by jet
grouting from a single nozzle, based on understanding of the interaction between injected fluid andsoil. This model can be expected wide range applicability such as water injection and injection fromplural nozzles, because it includes characteristics of injected fluid and soil as explicit parameters.
In this paper, improvement of applicability of Modoni’s evaluation method is discussed for
performance evaluation of excavation and mixing by plural injection nozzles based on model andin-situ tests.
Key Words: high pressure injection, soil excavating and mixing, cement soil stabilization,
unconfined compression strength* Head of Soil Stabilization Group, Geotechnical Engineering Division** Head of Foundations Group, Geotechnical Engineering Division*** Professor, Faculty of Science and Technology, Tokyo University of Science**** Researcher, Technical Research & Development Bureau, Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation***** Senior Researcher, Technical Research & Development Bureau, Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation****** Chief, Technical Section, Chowa Kogyo Company Limited******* Chief, Development Section, Chowa Kogyo Company Limited
3-1-1, Nagase, Yokosuka, Kanagawa 239-0826, JapanPort and Airport Research Institute
Phone : +81-46-844-5059
Fax : +81-46-844-0255
E-mail : morikawa@pari.go.jp-2-

複数の高圧噴射ノズルによる地盤の掘削・攪拌性能評価森安

森川 嘉之*・水谷 崇亮**・菊池 喜昭***
俊介****・妙中 真治*****・高橋 健二******・横山要

博康*******

旨

高圧噴射式攪拌は，近接施工や既設構造物直近の地盤改良への対応として，適用事例が増大している．また高圧噴射により地盤を切削および攪拌固化する技術は，地盤改良だけでなく支持力増大を目的とした根固め杭工法などにも活用されている．地盤改良においては，改良体強度だけでなく，所定の出来形で改良体を造成することが重要である．このため，高圧噴射攪拌工法では，施工仕様と地盤特性および切削攪拌範囲の関係を把握しておく必要がある．
高圧噴射攪拌工法には，地盤の切削攪拌範囲の評価式を示しているものもある．しかし，これらの評価式には，噴射流体や地盤の特性がパラメータとして含まれていない．また，各工法では噴射方法などの工夫がなされているため，その切削範囲の評価式は各工法独自のものである．一方，Modoni ら(2006)が，高圧噴射による地盤切削範囲の評価式を構築している．この評価式は，単一ノズルによる高圧噴射を対象とするものの，噴射流体と地盤の特性およびそれらの相互作用を考慮したものである．このためグラウトではなくウォータージェットを使用する工法や複数の噴射ノズルを使用する工法などへの汎用性が期待される．
そこで本資料では，複数の噴射ノズルで砂質地盤の切削攪拌を行う場合を対象として，模型実験
および現地実験結果に基づいて Modoni ら(2006)の地盤切削範囲の評価式の適用性を検討した．その結果，複数の噴射ノズルで砂質地盤の切削攪拌を行う場合についても高い適用性があることが分かった．さらに，本評価式を用いて仕様を決定した根固め杭の実物大現地実験を行い，根固め部の出来形と強度や均質性など品質の評価を行った．
キーワード：高圧噴射，切削攪拌性能，セメント安定処理，一軸圧縮強さ* 地盤研究領域 地盤改良研究チームリーダー** 地盤研究領域 基礎工研究チームリーダー*** 東京理科大学 理工学部 教授**** 新日鐵住金株式会社 技術開発本部 主任研究員***** 新日鐵住金株式会社 技術開発本部 主幹研究員****** 調和工業株式会社 工法技術部 課長******* 調和工業株式会社 技術開発部 課長〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬3-1-1
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1. まえがき

地盤改良においては，改良体強度だけでなく，所定の出来形で改良体を造成することが重要である．他の原位地盤を切削および攪拌固化する方式には，機械式攪拌

置での地盤改良と同様に，高圧噴射攪拌による切削攪拌と高圧噴射式攪拌がある．機械式攪拌は，高圧噴射式攪

範囲（改良体の出来形）を詳細に確認することは困難で

拌に比べて，固化体の出来形に対する土性の影響が小さあり，噴射圧力や噴射流量など間接的な指標による施工

い，固化改良体の均一性に優れるなどの利点がある．一管理で対応せざるを得ない．また，同じ施工仕様でも地方，高圧噴射式攪拌は，改良体同士の一体性が高い，近盤特性によって切削攪拌範囲は異なると考えられる．所

接構造物の形状を問わず構造物との密着改良が可能など

定の改良体を築造するためには，施工仕様と地盤特性，の利点を有している．このため，近年需要の大きい近接

切削攪拌範囲の関係を把握しておくことが重要である．

施工や既設構造物直近の地盤改良への対応として，機械

高圧噴射攪拌工法では，噴射圧力や噴射流量，引上げ式攪拌との併用工法を含め多くの高圧噴射式攪拌による速度（または時間）といった施工仕様と対象地盤の種別

1)

固結工法が実用化され ，適用事例が増大している．まや特性に対する設計有効径が決められているのが一般的

た高圧噴射により地盤を切削および攪拌固化する技術は，である．例として砂質地盤に対するJSG工法の改良径の地盤改良だけでなく支持力増大を目的とした根固め杭工

設定例を表-1に示す 5) ．本表で改良径を設定する場合は，法にも活用されている．このほか高圧噴射を補助工法と改良対象地盤の最大N値を用いることとされている．こ1), 2)

した杭や矢板の打設工法も開発されている．

のため，得られる標準有効径は改良径の最小値（安全側）

図-1に示すように，高圧噴射の噴射圧力や噴射流量にである．これより小さい改良径を設定する場合は，引上は，用途に適した管理値がある 3), 4) ．例えば，鉄筋コン

げ時間を短縮することも可能だが，検討が必要である 5) ．

クリート取壊しには高圧かつ小流量が適している．これ

高圧噴射攪拌工法には，地盤の切削攪拌範囲の評価式をに対して地盤改良や下水道掃除には低圧で比較的大きな示しているものもある 6) ．これらの評価式は，当然なが流量が適している．また，図-1からウォータージェット

ら，工法開発に伴って検討されることが多い．高圧噴射

併用杭打設工法と高圧噴射式攪拌による地盤改良に適し攪拌工法は，各工法で地盤の切削効率向上の工夫がなさた噴射圧力や流量が比較的近いことがわかる．

れているため，切削距離の評価式は各工法独自のものと噴射圧力
2Operational Pressure (MN/m )なる．また，Modoniら(2006)7)も，高圧噴射による地盤切250

削距離の評価式を構築しているが，単一ノズルによる高1

圧噴射を対象としており，ウォータージェット併用杭打200

設工法を含めた，複数の噴射ノズルを用いる場合への適150

用性までは明らかになっていない．ただし，彼らは噴射100

流体と地盤の特性および相互作用を考慮した評価式を構
5

50

6
3

0

4

2

0

7

築しており，その汎用性が期待される．
そこで本資料では，複数の噴射ノズルで砂質地盤の切

8

50
100
150
200
噴射流量 Flow rate (litre/min)

削攪拌を行う場合を対象として，Modoniら(2006)7)の地盤
250

切削距離の評価式の適用性を模型実験および現地実験により検証する．さらに，現地実験において構築した改良

1: Reinforced concrete cutting, crack opening,and jointing cement
2: Surface preparation, coating removal
3: Water jet supported cable/pipe driving
4: Heavy concrete removal
5: Roughening and removal of asphalt
6: Water jet supported pile driving, soil washing
7: Soil stabilization (jet grouting)
8: Sewer cleaning

体の出来形と品質の評価を行う．
表-1 砂質地盤（深度 0～25m）に対する JSG 工法の改良径の設定例 5)

N値

図-1 建設分野における高圧噴射利用技術と能力範囲 3),，1：鉄筋コンクリート取壊し，溝掘り，打継ぎコンク
リート除去，2：表面処理，被覆除去，3：ケーブル/パイ
プ施工，4：高強度コンクリートはつり，5：アスファル
ト粗面処理，はつり，6：ウォータージェット式杭打設工法，土壌洗浄，7：地盤改良（ジェットグラウチング），8：
下水管清掃
4)

N ≤ 10

10 < N ≤ 20
20 < N ≤ 30
30 < N ≤ 35
35 < N ≤ 40
40 < N ≤ 50-4-標準有効径 引上げ時間(min/m)
(m)
2.0
1.8
1.6
1.4
1.2
1.0

40
35
30
26
21
17

固化材単位
吐出量
(m3/min)

0.06

2. 高圧噴射の地盤切削距離の評価

で噴射軸方向の流速が定義されている．現実には，図-2のように，乱流拡散領域の噴流は噴射軸を軸としたある

2.1 切削攪拌距離の評価式

円錐状の境界を持つと思われる．Modoniら(2006)7)は，乱(1) 高圧噴射のモデル化

流拡散領域の仮想原点をノズル出口とした境界を想定し

図-2 は，無限に広い静止流体に一様な速度で噴出される噴流（自由噴流）の流速分布の概念図である

8)ている．これは，式(2)から，境界のv x /v xmax を一定と仮定することを意味する．以降のモデル化では，次式で定義．噴流される境界内部の平均流速v eq を使用する．

の構造は，ノズル出口での噴射速度 v 0 が噴射軸上で保存されているポテンシャルコア領域，速度分布が変化し，乱れの発達段階である遷移領域，十分に乱れが発達した

veq =乱流拡散領域からなる．噴流の境界は仮想原点から直線

2Λ d 0v0C C = ξ / 2
N x
，
．

(3)

的に広がる特性を持ち，ポテンシャルコア領域と乱流拡
ただし，ξ = v x /v xmax である．

散領域とはそれぞれ別の仮想原点を持つとされている(2) 高圧噴射による地盤の切削メカニズム（図-2 参照）．Modoni ら(2006)7) は，乱流拡散領域の各断面の速度分布が相似になると仮定して，噴射軸方向の乱高圧噴射による地盤の切削は，①動圧，②噴射流体の流の時間平均流速分布を理論的に次のように定式化して衝撃力，③水くさび効果，④キャビテーション，⑤噴射いる．

流体の脈動負荷等の単独または複合作用によると言われている8), 9) ．そのメカニズムは完全には明らかになってΛ d0
vx max=v0
N x ，

いないが，軟質材量は物体に衝突した流体がせき止められて生じる動圧，硬質材料は衝撃力が主要因と考えられ(1)

 1.33Λ (r / x ) = 1+
vx max 
N
 ．
vx

2

−2

ている 9) ．その他，③と④は切削面の凹凸によって生じるもので，③は間隙中に進入した噴射流体が地盤を割る(2)現象である．④は噴射流体中の局所的な負圧で生じた微細な気泡が，急激な成長の後，崩壊するときに生じる衝式中の各パラメータは，
x ：ノズル出口からの噴射軸方向距離，

撃力が地盤を破壊する現象である．⑤は噴射流体が物体

r ：噴射軸からの噴射軸方向距離，に衝突した後，反対方向へ流れる際に生じる渦流が原因

d 0 ：ノズル口径，と言われている10)．
Modoniら(2006)7)は，図-3に示すように，礫，砂，粘土

v 0 ：ノズル出口での噴射速度，v xmax ：x での噴射軸上での噴射流体の速度

それぞれの高圧噴射と地盤の切削メカニズムを整理して（ノズル出口からの噴射軸方向距離 x での最大速度），

いる．礫の場合，間隙が大きいため，高圧噴射による流v x ：x，r での噴射流体の速度，

体成分は浸透流として容易に地盤内に浸透する．結果的

N ：水に対する噴射流体の乱流動粘性係数の比に切削ではなく，透水係数を支配因子とした現象になる．

Λ ：ノズルの形状に依存する流量係数，
である．

(a) Gravel: Seepage

Soil

ここで式(2)をみると，噴射軸から直行方向に無限遠まrPotential core
ポテンシャルコア(b) Sand: Erosion

d0
O

v0

x

Nozzle

vxmax

Jet

vx
virtual origin
仮想原点
Transitional
region Diffusion region
Potential core region
ポテンシャルコア領域 遷移領域 乱流拡散領域(c) Clay: Erosion

図-3 高圧噴射による地盤の切削メカニズム 7)，(a)礫：浸透，(b)砂：侵食，(c)粘土：侵食

図-2 自由噴流の流速分布の概念図 8)-5-砂や粘土のように土粒子が小さくなると，噴流は地盤中る無次元量である．上式の有効応力σ 'を計算する際，噴に容易に浸透しなくなり，土粒子の移動や地盤の破壊が流の作用による間隙水圧の上昇が初期水圧よりも十分に生じるようになる．図-4に示すような滴型の切削領域が大きいと仮定すると，有効応力は次式で表わされる．

噴射時間にともなって拡大してゆき，噴流の切削能力が限界となる距離で定常状態となる．この距離は，噴流のσ′ =σz −特性と地盤の強度特性，破壊メカニズムに関係すると考

gf
2g

vf2
．

(6)

えられる．砂の場合，噴流が多少土粒子間に浸入し，過剰間隙水圧の上昇と，それにともなう有効応力の減少が

σ z は初期の土被り圧である．ここで，噴流の流速 v f が地

生じる．その結果，結合が弱くなった土粒子が大きく移盤切削に必要な最小値 v L に達した状態を考えると，式(4)動することで切削が行われる．このため，有効応力の粘のψと式(5)のψ s を等値できるから，v f （= v L ）で整理す

着力c'と摩擦角f'が破壊メカニズムに関連すると考えられ

ると，v L は次のようになる．

る．また，粘土の場合は，噴流が土粒子間に浸入せず，地盤に対する衝撃力として作用するため，粘土の非排水vL =せん断強さc u が破壊メカニズムに関連すると考えられΩ s γ c′ + s z tan f ′γ f 1 + Ω s (tan f ′) / 2

Ωs =
，

Ω2
Ω1 ．

(7)

る．
上式と式(3)から，噴流の到達距離 x = R は次式となる．

(3) 切削攪拌範囲の評価式
7)

ここでは，Modoni ら(2006) の切削攪拌範囲の評価式を導出する．速度 v f の噴流が地盤に衝突するとき，地盤R=に作用する圧力ψは次式で与えられる．これは前述の破壊メカニズムの①を主要因と考えることに対応する．

ψ = Ω1gf
g

2Λd 0Cv0Ωs γN c′ + s z tan f ′γ f 1 + Ωs (tan f ′) / 2 ．

(8)

粘土の場合，前述の通り，非排水せん断強さ c u が破壊

vf2．

メカニズムに関連すると考えると，噴流に対する地盤の(4)

抵抗ψ c は，

ここで，g f は噴射流体の単位体積重量，Ω 1 は，エネルギ

ψ c = Ω 3cu，ー消散に関する無次元量である．一方，砂地盤の場合，
次式のように噴流に対する地盤の抵抗 ψ s がせん断強度となる．Ω 3 は，Ω 2 と同様，噴流に対する地盤の抵抗とに依存すると仮定する．

ψ s = Ω 2 {c'+σ ' tanf'}．

(9)

せん断強度を関連付ける無次元量である．砂地盤の場合と同様に，式(4)のψと式(9)のψ c を等値して整理すると，(5)

噴流の到達距離 R が次式で求められる．

Ω 2 は噴流に対する地盤の抵抗とせん断強度を関連付け
R=
Boundary of excavation
Potential core region
切削境界
ポテンシャルコア領域
Boundary of excavation
時間平均流速分2Λd 0Cv0Ω c gN
cu

gf

．

(10)

次節以降で，砂地盤を対象とした模型実験結果をもとに
Modoni ら(2006)7) の切削攪拌範囲の評価式を検証する．
この評価式には，Ω s や C といった値の設定が難しい経験
的なパラメータが含まれている．このため，検証に当たっては c' = 0，v 0 =2 Pγ / γ f として，式(8)を次のように表記を変換する．

Distance from nozzle, x
ノズル孔からの距離RP
1 + Ω s (tan φ ′) / 2
A = 2 2C= AΛd0
σ z tan φ ′ ，Ωs N． (11)

Jet penetration distance 切削距離

図-4 切削の概念図-6-

上式のパラメータ A は， 1 + Ω s (tan φ ′) / 2 の形で材料定数型地盤材料の投入完了後，重力場で間隙の空気を炭酸ガを含んでいる．しかし，この部分は，Ω s を Modoni ら

スに置換し，間隙流体として脱気水を土槽下部から注水(2006) の設定値 0.2 とした場合，f'を 30°から 45°で変化することで飽和状態とした．

7)

させても 1.03 から 1.05 と非常に変化が小さかった．この次いで遠心載荷装置の運転を開始し，所定の遠心加速ため，検証に当たっては式(11)の A を一定値として取り度に到達した後，別室の貯水タンクからコンプレッサー

扱う．具体的には，式(11)の右辺の A 以外の部分と左辺で圧送した脱気水を模型地盤中に噴射した．実験中はモに実験値を代入し，両者の関係が線形になるか，実験条

ニターで噴射状況を監視し，切削攪拌範囲の拡大が収束

件を変化させても同じ関係が得られるかを確認する．

したこと確認して噴射を終了した．なお，噴射管と圧送配管をつなぎ替える必要があったため，遠心載荷装置の運転はケースごとに行っている．図-6 (a)に噴射管先端2.2 単一噴射ノズルによる地盤切削模型実験
7)

Modoni ら(2006) は地盤切削距離の評価式(8)（以下，のノズル部分を示す．遠心加速度載荷によって増大した切削式）について，現地実験による評価式の検証を行っ

土圧とジェット管内の圧力差によるノズルの目詰まりがているが，対象地盤が 8m 以浅と比較的土被り圧の小さ想定されたため，対策として市販の画鋲でノズル出口にな範囲かつ地下水位以上であった．そこで，式(8)の複数

栓をすることとした（図-6 (b)）．画鋲は加速中には土圧噴射ノズルへの適用性を検討する前の基礎検討として，を受けてノズル出口を塞ぎ，水が圧送されると水圧によ

飽和砂地盤かつもう少し大きな土被りまでを対象に，単って外れるという仕組みである．
噴射中の計測項目は表-3 の通りである．噴射圧力は土一ノズルへの適用性を確認する．
(1) 実験方法

槽天端の高さに設置した圧力計で計測し，流量は貯水タ

模型実験は，現地の土被り圧のもとでの高圧噴射を再ンクの水位変化から算出した．また，一定時間間隔で写現するために，遠心力場でおこなった．

真を撮影し，切削状況を記録した．図-7 に切削状況の例

表-2 に実験ケースを示す．実験は遠心加速度（土被り（20G-2）を示す．図-7 中の白くなっている部分が噴射圧）とノズル口径を変えて実施した．1G-1 は切削攪拌範
土圧計 earth pressure gauge

囲が大きくなることが想定されたため，ノズル口径を他

水圧計 water pressure gaugeのケースよりも小さくした．20G-2～40G-2 は，ノズル口径が 2mm と同一であり，遠心加速度のみ変化させている．
図-5 に実験土槽および模型地盤の概要を示す．土槽（内寸高さ 600mm，幅 1200mm，奥行き 200mm）を 3
つに仕切り，地盤作製前にあらかじめ各仕切り内に噴射
管と間隙水圧計を 1 つずつ，中央の仕切り内には土圧計を深度方向 3 ヶ所に配置した．また，噴射管は土槽前面のアクリル板に沿って設置してあり，切削状況を観察可能である．なお，1G-1 実施後，再度模型地盤を作製して(mm)

20G-2～40G-2 を実施した．
模型地盤は，センサーおよび噴射管の設置後，相対密図-5 実験土槽および模型地盤の概要

度 90%で作製した．
模型地盤材料は飯豊硅砂 7 号である．
作製方法は，所定の高さに設置したサンドホッパーから

Nozzleノズル孔

砂を気中で自由落下・堆積させる砂降らし法とした．模Thumbtack画鋲

表-2 実験ケース
ケース
1G-1
10G-2
20G-2
40G-2

遠心加速度 ノズル口径
(G)
(mm)
1
1.0
10
2.0
20
2.0
40
2.0

(a) ノズル部分(b) ノズル出口の処理

図-6 噴射管先端のノズル部分-7-

により切削攪拌された範囲である．白くなる理由は不明
表から地盤の拘束圧が高くなるほど，切削距離が短くであるが，切削攪拌さ れた範囲は別途実施し た PIV
11)（Particle Image Velocimetry：粒子画像流速測定法） になっていることがわかる．ただし，1G-1 では土槽の下端よる画像解析で確認している．

まで切削されており，使用したものよりも深い土槽を使

遠心載荷装置停止後，切削攪拌された範囲をスケール用していれば，切削距離と切削幅はさらに大きくなってで計測した．上述のように切削攪拌された範囲が白く変いた可能性がある．切削距離と切削幅の関係を図-8 に示色したことから，識別は目視で行い，その範囲でノズル

す．
切削距離が長くなるほど，切削幅も広くなっており，

出口から最も遠い地点まで距離を切削距離とし，最も幅両者はほぼ比例関係にあることがわかる．式(3)の導出仮

の広い部分の水平距離を切削幅と定義した．

定で説明したように，Modoni ら(2006)7) はノズル出口を(2) 実験結果と切削式の適用性評価

仮想原点とした放射状の乱流拡散領域の境界を仮定して各ケースの噴射圧力，噴射流量および切削攪拌範囲のおり，この仮定は，図-8 の結果に対して十分条件である．

結果を表-4 に示す．表には切削式の適用性評価に使用し式(11)に実験結果を代入し，右辺の A 以外の部分を横たパラメータも併せて示している．ノズル出口での土被軸に，左辺を縦軸にとって整理すると図-9 のようになる．

り圧は，深度方向 3 か所の土圧の計測結果を線形近似しな お ， f' は ， 相 対 密 度 D r = 90% と い う 条 件 とて算出した．また，ノズルの流量係数は次の式から求め

Meyerhof(1959)13) の提案したた 12)．Q は流量である．

f' = 28+0.15D r ，
Q=Λ

πd

2
0

(13)

2 Pγ

γf ．

4

を用いて求めている．

(12)

前述の通り，1G-1 では噴流によって土槽底面まで切削
最大切削幅
Maximum excavation width (mm)表-3 計測項目
計測項目
位置
鉛直土圧
地盤内 3 深度
間隙水圧
土槽底面
ジェット噴射圧
土層天端
流量
貯水タンク

Excavated and mixing region
切削攪拌範囲1020

40

ノズル口径 d 0 (mm)

2.0

2.0

2.0

切削距離 R (mm)

≥233

56

34

15

30

18

12

691

448

555

853

21.6

71.1

70.6

60.4

1.2

45.9

103.1 213.4

0.74

0.76

0.67

噴射流量 Q (cm3/sec)
ノズル出口での土被り圧σ z (kPa)
ノズルの流量係数 Λ≥121: 1G-1: 10G-2: 20G-2: 40G-2

200
R/d0

1
1.0

噴射圧力 P (kPa)

0300

1G-1 10G-2 20G-2 40G-2

遠心加速度 (G)

最大切削幅(mm)100

図-8 切削距離と最大切削幅の関係

表-4 実験結果および切削式の適用性評価に使用したパ
ラメータ
ケース

200

: 1G-1: 10G-2: 20G-2: 40G-2

0
100
200
300
切削距離 Jet penetration distance (mm)

図-7 切削攪拌状況の例（10G-2）

項目

300

100

0

0.47

図-9

-8-

0

5

10

Λ P/(σztanf')

15

20

Modoni ら(2006)7) の切削式による整理

されていたため，プロットは上方に移動する可能性があ

なお，菊池ら(2009)2) の実施した実験ケースのうち，側面

るが，各データは直線上に位置している．つまり，式(11)から切削が観察されなかった一ケースは除外している．

の係数 A は各ケースでほぼ同じであり，この実験の範囲(2) 実験結果において Modoni ら(2006)7)の切削式は適用性が高いと考切削領域に関する実験結果の例を図-11 (a)～(c)に示す．
実線で囲んだ部分が，ノズル打設後の水の高圧噴射によえられる．

り切削された範囲である．基本ケース（図-11 (a)）と比べ，ノズル口径を拡大したケース（図-11 (b)）や噴射圧

2.3 複数噴射ノズルによる地盤切削模型実験
前節では，遠心模型実験装置を用いた単一噴射ノズルを大きくしたケース（図-11 (c)）では，二つのノズルのによる高圧噴射の地盤切削実験結果に基づいて，Modoni

切削攪拌範囲が重複し，ノズル間の中央部分も噴射軸上

ら(2006)7) の切削式が妥当であることを示した．本節では，とほぼ同程度の距離まで切削されていることがわかる．

複数噴射ノズルで砂地盤の切削攪拌を行う場合を対象と一方，基本ケースでは，ノズル間の中央も若干切削され7)ているが，二つのノズルの切削領域はほぼ独立しており，

して，Modoni ら(2006) の地盤切削距離の評価式の適用
2)性を検討する．対象データは，菊池ら(2009) の実施した単一ノズルが離れて存在しているような切削領域となっ模型実験のデータである．

ている．ノズル出口が鋼管先端よりも 15mm 控えた位置

2)(1) 実験概要にあるため，噴流と鋼管先端が干渉し，複雑な切削が生

模型地盤は鹿島硅砂 2 号または 5 号を用いて作製した．

じた可能性があるが，詳細は不明である．菊池ら(2009)2)

相対密度は約 37%であった．使用した土槽は，高さは，ノズル軸上とノズル間中央の切削距離の比（最長切1000mm，幅 1500mm，奥行き 700mm のもので，遠心模削距離に対する最短切削距離の比）を噴射流量に対して型実験に使用した土槽と同様に，土槽前面がアクリル板

整理し，噴射流量が大きくなると図-11 (b)や(c)に示したとなっている．実験では，土槽に作製した砂地盤に二つようなノズル間もノズル軸上と同程度切削されるようにの高圧噴射ノズルを所定の深度まで貫入した後，深度をなる事を示している．

保ちながら水を噴射して切削領域を観察した．

2.2 では，最大切削幅と切削距離の関係を示したが，高圧噴射ノズルは，ノズルの間隔を一定に保つために，

菊池ら(2009)2) は切削面積を示しているので，ノズル一つ

半割鋼管をガイドとしてその両端に取付け，水を噴射しあたりの切削面積と切削距離との関係を整理する（図ながらバイブロハンマで深度約 0.5m まで貫入した．鋼-12）．左右二つのノズルの切削距離がほとんど同じであ管は径 102mm または 216mm のものを使用し，ノズル間り，切削領域が重複しているため，縦軸には総切削面積

隔を変えている．また，ノズル口径は 0.5mm～2.0mm，
噴射圧力は 0.5MPa～3.0MPa と噴射条件も変えて設定し表-5 実験ケースと条件ている．
貫入手順を図-10 に，実験ケースを表-5 に示す．
地盤 鋼管径 ノズル口径 噴射圧力
d 0 (mm)
P(MPa)(硅砂) Φ(mm)
SA-21
1.0
SA-22
2.0
102
1.0
5号
SA-23
2.5
SA-24
3.0
SA-31
0.5
SA-32
1.0
102
2.0
5号
SA-33
1.5
SA-34
2.0
SA-41
1.0
102
1.3
SA-42 5 号
2.0
SA-43
3.0
SB-21
1.5
SB-22 5 号
2.0
216
1.0
SB-23
3.0
SB-31
0.5
SB-32 5 号
1.0
216
2.0
SB-33
1.5
GA-31
1.0
102
2.0
GA-32 2 号
1.5
GA-33
2.0

ケース
Step1
Step2
手順① 手順②
手順①

Step3
手順③
手順③

ノズル
半割鋼管

(mm)
図-10

ノズルの貫入手順-9-

の 1/2 を，横軸には図-11 の右側のノズルの値を使用し(3) 切削式の適用性評価ている．図-12 をみると，両者は強い正の相関を示して

2.2(3)と同様に，表-5 の各ケースの実験結果を式(11)

2

1.99

）
．隣の

に代入し，右辺の A 以外の部分を横軸に，左辺を縦軸にノズルと切削領域が重複するようになると，切削距離のとって整理すると図-13 のようになる．
「×」のプロット

発達に対して切削面積の発達が遅くなるように考えられのみ地盤材料が硅砂 2 号であり，それ以外のデータの地

たが，下に凸の関係にある．文献 2)に示された切削結果

盤試料は硅砂 5 号である．また，f' は，相対密度から式をみると，二つのノズルの切削領域が重なったケースで(13)を用いて算出している．図-13 から，図-9 よりも若いる（2 次式で近似すると R = 0.94，y = 0.36xは，図-11 (b)や(c)のようにノズル出口近傍の切削幅が発干ばらつくものの，硅砂 5 号のケースは良い正の相関を達していた．このため，図-12 の比較的切削距離の大き示しており，Modoni ら(2006)7) の切削式の適用性を示唆な領域でも下に凸の相関が得られたと考えられる．

している．一方で，硅砂 2 号のケースは他のプロットから乖離している．乖離する要因として粒径の影響が挙げられる．2.1(2)で述べたように，砂地盤の切削は侵食と若干の浸透により進行するが，粒径が大きい場合は，主として浸透が生じる．本実験で用いた硅砂 5 号の平均粒
径 D 50 が 0.5mm であるのに対して，硅砂 2 号の D 50 が2.5mm と比較的大きかったことから，硅砂 2 号では浸透の生じる割合が高かったのではないかと考えられる．

(mm)

2.4

(mm)

複数の噴射ノズルの配置が地盤切削性能に及ぼす影響(a) 基本ケース（SA-21）(b) ノズル径を拡大したケース（SA-32）

前節では，間隔が 10cm～20cm の二つのノズルから高圧噴射した場合について Modoni ら(2006)7)の切削式の適用性を検討した．ここでは，根固め杭工法や杭打設の補助工法として高圧噴射が用いられることを考慮し，模型実験により複数の噴射ノズルの配置が地盤切削性能に及ぼす影響を検討し，その結果をもとに切削式の適用性を評価する．
(1) 実験方法
前節のデータとの比較を考慮して，基本的な実験方法(mm)

は 2.2 でデータを使用した既往の実験 2)に準じた．ノズ
ル貫入のガイドに使用する半割鋼管は，2.2 の径 102mm(c) 噴射圧力を大きくしたケース（SA-24）

および 216mm よりも大きい径 318.5mm のものを用いて，切削領域に関する実験結果の例 2)

300

60000

40000

: Φ 216, d01.0: Φ 216, d02.0: Φ 102, d01.0: Φ 102, d01.3: Φ 102, d02.0: Φ 216, d01.0: Φ 216, d02.0: Φ 102, d01.0: Φ 102, d01.3: Φ 102, d02.0: Φ 102, d02.0

200

R/d0

2

切削面積 Excavated Area (mm )

図-11

20000

100

0

0

0
200
400
切削距離 Jet penetration distance (mm)図-12

切削距離と切削面積の関係

図-13- 10 -

05

10

Λ P/(σztanf')

15

20

Modoni ら(2006)7) の切削式による整理

表-6 模型地盤諸元

ノズルの設置間隔を大きくした．図-14 に土槽断面と各ケースの実験位置を示す．地盤材料には鹿島珪砂 5 号を

投入質量
土槽幅
土槽奥行
砂面高さ
砂の体積
砂の密度
最大乾燥密度
最小乾燥密度
相対密度用いた．模型地盤は，アクリル土槽にホッパーで砂を投入し，水締め後，
バイブレーターで均質化して作製した．
地盤の主な諸元を表-6 に示す．水締め後の相対密度は54.4%である．実験は，半割鋼管をガイドとしてノズルを貫入した後，一定深度で水を 3 分間噴射して行った．
実験ケースを表-7 に示す．Case1～3 は根固め杭工法でよく用いられる配置 2) で，ガイド鋼管外周面に鉛直方向

kg
mm
mm
mm
m3
g/cm3
g/cm3
g/cm3
%

1575
1494
697
970
1.010
1.56
1.72
1.40
54.4

用，または鉛直方向用と水平方向用のノズルを配置した

Case6

Case7

Case4

Case5

700

700

Case3

Case2

ノズル

鋼管径φ318.5

355

355
1500

400

ノズル

355

355

(mm)

図-14

400

400

400

1000

1000

400

Case5

Case4

鋼管径φ318.5

500

Case２

500

Case1

400

Case1

355
1500

土槽断面と各ケースの実験位置
表-7 実験ケース

Case1
鉛直噴射ノズル
d 0 ：鉛直 2.0mm

Case2
水平鉛直分岐ノズル
d 0 ：鉛直 2.0mm，
水平 1.1mm

Case3
水平鉛直分岐ノズル
d 0 ：鉛直 2.6mm，
水平 1.4mm

Case5
斜め 18°噴射ノズル
d 0 ：2.0mm

Case6
Case7
外周：水平鉛直分岐ノズル 外周：斜め 18°噴射ノズル
d 0 ：鉛直 2.0mm
d 0 ：2.5mm，
水平 1.1mm
中央：鉛直噴射ノズル
中央：鉛直噴射ノズル
d 0 ：鉛直 2.5mm
d 0 ：鉛直 2.5mm- 11 -

Case4
斜め 27°噴射ノズル
d 0 ：2.0mm，

355
(mm)

その時の切削領域を示している．

ケースである．これに対して，Case4～7 はガイド鋼管中根固め杭工法でよく用いられる配置としたCase1～2は，央部の掘削を重視したケースである．Case4，5 は噴射方
向を斜めにしたケース，Case6，7 はガイド鋼管中央部に噴射圧の増大に伴って切削領域は拡大するものの，中央溶接したリブプレート（以下，内リブ）にノズルを設置

部はほとんど切削されず，各ノズルの切削領域がほぼ独したケースである．ノズルの噴射方向は，水平鉛直分岐

立している．したがって，複数ノズルを対象とした実験型・鉛直噴射型・斜め噴射型の 3 種類，ノズル口径は 2.0，

ではあるが，各ノズルの切削領域は，単一ノズルの場合

2.5，2.6mm の 3 種類を用いている．実験に用いた各ノズと同様と考えられる．また，Case3はCase1，2に比べて，ルを図-15 に示す．

切削領域の鉛直方向への拡大はあまり変わらないが，中(2) 切削状況の観察

央部への拡大が速い．これは水平方向の噴射の影響と考各ケースの切削状況を表-8に示す．表には噴射圧力とえられ，Case3ではCase2よりも口径の大きなノズルを用
φ4

高圧プラグ
8A PT

D

19

19

5以上

5以上

d

d
α°

d

d

(a) 鉛直噴射型（Case1，Case6，Case7）(b) 水平鉛直分岐噴射型（Case2，Case3，Case6）(c) 斜め噴射型（Case4，Case5，Case7）

図-15 実験に用いたノズル
表-8 実験ケース

Case5
斜め噴射ノズル
d 0 ：2.0mm

Case3
水平鉛直分岐ノズル
d 0 ：鉛直 2.6mm，
水平 1.4mm

土槽フレームCase2
水平鉛直分岐ノズル
d 0 ：鉛直 2.0mm，
水平 1.1mm

土槽フレーム

土槽フレームCase1
鉛直噴射ノズル
d 0 ：鉛直 2.0mm

19

16

高圧プラグ
8A PT

D

Case6
外周：水平鉛直分岐ノズル
d 0 ：鉛直 2.0mm
水平 1.1mm
中央：鉛直噴射ノズル
d 0 ：鉛直 2.5mm

Case7
外周：斜め 18°噴射ノズル
d 0 ：2.5mm，
中央：鉛直噴射ノズル
d 0 ：鉛直 2.5mm- 12 -

Case4
斜め 27°噴射ノズル
d 0 ：2.0mm，

いたことによると思われる．ただし，表-8をみると，土用性は高いと考えられる．図には比較的データの多い本

槽中央のフレームに隠れてしまって見えないが，内向き節および2.3の実験結果の近似直線も示している．近似に傾斜したノズルや内リブにノズルを設けたCase4～7に直線の傾き，すなわち式(11)のAは，本節の実験結果につ比べて，中央部の切削は小さいと推察され，各ノズルのいて14.7，2.3の実験結果について12.6と近い値となった．

切削領域はほぼ独立しているようである．

このことから，Aを14程度とおけば，Modoniら(2006)7) の一方，噴射角を斜めにしたCase4，5では，噴射圧力が切削式に含まれる設定困難な経験的パラメータを個別に大きくなると，切削領域が重複し，中央部も切削されて検討しなくとも，式(11)による高圧噴射の切削距離の評いることがわかる．また，噴射角が27°と大きいCase4

価が可能であると考えられる．

よりも噴射角18°のCase5の方が切削面積が大きい．た

図-16のデータには，図-11 (b)や(c)のように，ノズル

だ，両ケースとも噴射軸が交差する点付近で切削領域の間の距離が小さく切削領域が重複しているものも含まれ発達が収束している．

ている．しかし，切削領域が重複するしないに係わらず，また，中央部にノズルを配置したCase6，7では，中央

図-16でデータが狭い範囲に集中してプロットされてい部が直接的に切削されている．Case7は外周面の噴射方ることから，切削領域の重複が切削距離に及ぼす影響は

向を斜め18°にしているので，Case6と比較すると拡径小さいと考えられる．斜めノズルの場合は，噴射軸が平されておらず，鋼管直下に切削が集中している．

行の場合よりも切削領域の重複が大きいが，図-16で単(3) 複数ノズルの場合の切削式の適用性の評価

一ノズルや噴射軸の平行な複数ノズルの場合と同様の結
7)

まず，本節の実験データを用いて，Modoniら(2006) の果が得られている．従って，この規模の土槽実験におい切削式の適用性を検証する．2.3までと同様，式(11)をもては，斜めノズルによる切削へのModoniら(2006)7)の切削とにデータを整理すると図-16のようになる．図には2.2式の適用は可能と考えられる．

および2.3のデータも示している．なお，Case4，5，7で

ただし，斜めノズルのケースでも切削式が適用できた

は，噴射の途中で二つまたは三つのノズルの切削領域がのは，噴射軸が交差する点付近で切削領域の発達が収束

重複し，切削距離の判断が難しくなる．斜めノズルの場していたためと考えている．さらに高圧の噴射で噴射軸

合は，ノズル出口から噴射方向の切削境界の最も遠い点の交差する点よりも遠方が切削されるような場合などは，までの距離を切削距離とした．ただし，切削境界に噴流

噴流のエネルギーの損失がさらに複雑になるので，このの影響とみられる突起形状が見られる場合は，多少の噴切削式の適用は難しいと思われる．

射方向からずれていてもノズル出口から突起先端までの(4) 切削距離と切削幅及び切削面積の関係

距離を切削距離とした．また，本節の実験では形状の異切削距離と切削幅の関係を図-17に示す．データは，なる複数のノズルを用いたため，流量係数も各ケースで本実験のCase1～3および2.2の結果の他，2.32) に示され異なっている．各ケースの流量係数については付録Aをていたデータを用いる．なお，2.3のデータで，二つの参照されたい．

ノズルの切削領域が重複している場合は，最大切削幅の1/2を切削幅としている．なお，Case3では噴射圧力の増大にともない，切削領域の一部が土槽のフレームと重な300: Case1(left): Case1(right): Case2(left): Case2(right): Case3(left): Case3(right): Case4(left): Case4(right): Case5(left): Case5(right): Case6(left): Case6(center): Case7(left): Case7(center): Case7(right): Data of 2.2: Data of 2.3: Regression line

A=14.7200

R/d0

A=12.6(Section
2.3)

100

0

0

図-16

5

10
15
Λ P/(σztanf')

最大切削幅Maximum excavation width (mm)

図-16を見ると，データは縦軸と横軸の関係がほぼ線形となる狭い範囲に集中していることから，切削式の適

20

300

200

: Case1(left): Case1(right): Case2(left): Case2(right): Case3(left): Case3(right): Data of 2.2: Data of 2.3

100

0

0
100
200
300
切削距離 Jet penetration distance (mm)Modoni ら(2006)7) の切削式による整理

図-17- 13 -

切削距離と最大切削幅の関係

り切削幅が不明となったため，噴射圧力1.5MPa以上のデ一つあたりの切削面積が小さくなっている．Case7ではータは用いていない．

内リブから噴射されているため，Case4と5のような極端切削距離が長くなるとともに，切削幅が広がっており，な先細り形状とはなっていないが，Case6と比較すると両者はほぼ比例関係にあることがわかる．その中で，切削領域の先端の幅が狭い（表-8）．また，Case7はノズ

Case3の切削距離の大きい部分では，切削幅が他のケー

ルが二か所のケースよりも総切削面積は大きいが，スより大きい．2.4(3)で述べたように，Case3では鉛直水

Case7に示すように，ノズル一つあたりの切削面積では平分岐型のノズルを用いており，水平方向用のノズルの効率が悪くなる．Case6との比較から，斜めノズルの傾高圧噴射によって，中央への切削領域の拡大がCase1や2きを大きくするよりも水平噴射を併用したほうが，切削よりも早かったことと対応していると考えられる．なお，

領域拡大には効果的と考えられる．

Case2も鉛直水平分岐型のノズルを用いているが，切削

3. 実地盤切削攪拌実験

幅はその他のケースと同程度である．表-8の切削状況をみると，Case2ではノズル近傍の切削幅が広がっていな
いことから，水平方向用のノズル口径が小さいため，切前章では，模型実験結果を元に，複数噴射ノズルで砂削にほとんど影響を及ぼしていないと推察される．また，地盤を切削攪拌する場合についてもModoniら(2006)7)の切

2.2の遠心実験結果と本実験の結果は，ほぼ同傾向にあ削式が適用できることを示した．本章では，実施工を対ることがわかる．このことから，砂地盤であれば，拘束

象に切削式の適用性を検証する．対象は，2.4と同様，

圧やノズル口径に関係無く，切削距離と切削幅の一義的

複数噴射ノズルを使用する根固め杭とした．

な関係があるとみられる．
次に切削距離と噴射ノズル一つあたりの切削面積の関3.1 予備実験（実物大実験仕様の検討）係を図-18に示す．複数ノズルの切削領域が重複した際(1) 実験概要の切削面積は，切削面積をノズル数で除した値とした．

前章で得た知見を踏まえ，実物大の根固め築造実験の図-18をみると，切削距離と切削面積に高い相関性があ仕様を選定することを目的に，予備実験として小規模なり，切削距離に応じて切削面積が非線形的に拡大してい原地盤実験を実施し，セメントミルクジェットによる根ることがわかる．ただし，斜めノズルを設置したCase4，固めの築造性を検証した．予備実験は，新日鐵住金（株）

5，7については切削の進行に伴って，他のケースの結果

富津技術開発本部構内で実施した．実験場所の地盤は，との乖離を生じている．これは，表-8からもわかるとお砂質系の地盤であり，コーン試験の結果から求めた換算

り，噴射軸が傾斜しているため切削領域の重複が大きく，

Ｎ値が10前後の比較的軟らかい地盤である．

切削領域の全体形状が噴射方向に向かって先細りする形

試験杭には径318.5mmの鋼管を用いて，ノズルの配置状となるためである．斜めノズルの場合，複数のノズルや径などを変化させて，表-9に示す5ケースを設定した．

で平行に噴射する時よりも切削領域の重複が大きくなる．

Test1，2は，根固め杭工法でよく用いられる配置である．

このため，図-18の切削領域の大きい領域で，これらのなお，Test2は他のケースより2.0m浅い地点で根固めを築

ケースの切削面積は，噴射方向が平行だった2.3よりも造し，土被り圧の影響を検討した．Test3～5は，近年の2

切削面積 Excavated Area (mm )

杭の大径化を念頭においたケースで，Test3，5は左右のノズルの噴射方向が斜めのケース，Test4，5は中央部に60000: Case1(left): Case1(right): Case2(left): Case2(right): Case3(left): Case3(right): Case4(left): Case4(right): Case5(left): Case5(right): Case7(left): Case7(center): Case7(right): Data of 2.3

40000

20000

ノズルを設置したケースである．噴射圧力は，表-10に示すように，切削深度の土被り圧に対する噴射圧の比が実物大実験とほぼ同じとなる2MN/m2 に設定した．また，必要な切削距離が杭径に依存すると考え，表-11に示す
ように，予備実験と実物大実験のノズル口径の比を杭径の比と同じ1/5とした．
実験手順は根固め杭の一つであるRSプラス工法2) に準じた．図-19に示す通り，まずウォータージェットを噴

0

射しながらバイブロハンマで切削深度まで打設後，ウォ

0
200
400
切削距離 Jet penetration distance (mm)図-18ータージェットをセメントミルクに切り替え，セメント
ミルクジェットを噴射しながら，3D分引抜き，その後，切削距離と切削面積の関係- 14 -

2D分沈設し定着深度で打ち止めた．なお，セメントミル

根固め先端の距離とした．また，根固め径は，図-22に

クは水セメント比200%の粘性の小さい条件とし，鋼管周示すように，鋼管下端における断面の測定結果を平均化

面へのセメントミルク注入は実施していない．

したものである．

(2) 実験結果

掘り起こした杭を確認したところ，Test1およびTest4で杭を打設し，約40日間養生した後，杭を掘り起こした．

は根固め先端が切断されたような状態が確認された（図掘り起こした杭の根固め形状を分析するため，図-20に-23）．施工時の根固めが築造できていない可能性もある

示すように根固めに標点を張り付け，3次元計測を実施

が，掘起しで吊り上げた際に根固めの自重や原地盤の付した．根固め長さは，図-21に示すように，鋼管下端と着で根固めが脱落したことも考えられる．
図-24に根固め形状測定結果の側面図を示す．Test3は，

表-9 試験杭
ノズル
噴射方向
平面配置

斜め方向のジェット噴射に沿って内向きに切削された形

ノズル口径
d 0 (mm)

定着
流量 Q(litle/min) 深度(m)Case1

鉛直 2.0mm
水平 1.1mm

WJ: 41
CMJ: 40

3.5

Case2

鉛直 2.0mm
水平 1.1mm－
CMJ: 35

1.5

Case3

斜め 18° 2.6mm

WJ: 49
CMJ: 463.5

跡があるが，中央には到達しておらず中央部が窪んでい

外周
鉛直 2.0mm
水平 1.1mm
WJ: 60
3.5
Case4
CMJ: 52
内周
鉛直 2.6mm
水平 1.4mm
外周
斜め 18° 2.0mm
WJ: 46
3.5
Case5
内周
CMJ: 55
鉛直 2.6mm
水平 1.4mm＊WJ：ウォータージェット，CMJ：セメントミルクジェット

表-10

図-20

根固め形状測定状況

根固め先端
Bottom of grouting

噴射圧の設定実物大実験 予備実験 予備実験／実物大実験
切削深度（全応力換算）
噴射圧

30m

3.8m

0.13

15MPa

2MPa

0.13

表-11

実物大実験 予備実験 予備実験／実物大実験
1600mm 318.5mm
0.2
10mm
2mm
0.2
時間 Time

杭先端深さ
depth of pile toe

深度 Depth

G.L.

図-21

ノズル口径の設定

300

Case2

G.L.-2.8m (-0.8m)：引抜深度
Withdrawing depth
G.L.-3.5m (-1.5m)：定着深度
Pile placement depth
G.L.-3.8m (-1.8m)： 切削深度
Depth of grouted base

根固め長さの定義

根固め測定結果
Result of 3D shape measurement
根固め径（平均化）
Mean shape ofgrouted base1000

杭 Pile

-100
-200
-300
-300-200-100 0 100 200 300
X軸(mm)X (mm)

セメントミルクジェット Cement milk jetting
ウォータージェット Water jetting

図-19

根固め長さ
Length of grouted

200

Z軸(mm)Z (mm)

鋼管径
ノズル口径

鋼管先端
Pile toe

切削深度と施工プロセス

図-22- 15 -

鋼管下端の根固め測定結果と平均化

る．これらに対して，Test5は中央部にも根固めが築造さよる地盤の切削の後，セメントミルクジェットによる地

れていることが確認でき，中央部の築造性という観点で盤とセメントミルクの攪拌を行っている．このため，ウは，中央にノズルを配置し，外周面の噴射方向を斜めにォータージェットによる切削距離は確認できないが，セした仕様が大径杭に適している．なお，Test2はTest1と同メントミルクジェットによる攪拌固化された範囲とほぼじ仕様で，深度を約2m浅くしたものである．Test1と異同じと考え，根固め形状測定結果から切削距離を算出しなって根固めが築造できていたことから，セメントミル

た．

クジェットの切削距離は上載圧や地盤抵抗の影響を受け切削距離のほか，ノズル口径や地盤物性値など，切削ると考えられる．また，根固め径は，鋼管径の約1.2～

式のパラメータを表-12に示す．ここで，内部摩擦角は，1.5倍であり，明確な違いがみられなかった．

コ ー ン 貫 入 試 験 の 先 端 抵 抗 q c を 用 い て ， Robertson ら(1983)14)の提案式(14)より算出している．

(3) 原地盤における切削式の適用性の検証
本実験の深度の範囲における切削式の適用性を，セメ

tanfꞌ = log(q c /σ v ꞌ+0.29)/2.68．

ントミルクジェットの切削距離から検証する．対象デー(14)

タとしては，根固めが切断されていないTest2，3，5を取なお，σ v ꞌは，有効土被り圧である．また，セメントミル

り扱う．
実験手順からもわかるとおり，ウォータージェットにクの水セメント比は200%と非常に大きなものであり，粘性は考慮していない（式(11)の第二式中のNを1.0とした）．
図-16に，本データを重ねると，図-25のようになる．図-25より，2.4の土槽実験と本実験結果が同じ範囲にプロットされており，本実験の深度の範囲において，切削式は適用性があると考えられる．
表-12(a) Test1(b) Test4
図-23 Test1 と Test4 の根固め先端

ZZ軸(mm)
(mm)

300

ウォーター
ジェット

根固め測定結果 Result of 3D shape measurement

200
100

杭 Pile

0

-100
-200
-300
500

1000

YY軸(mm)(mm)(a) Test2

1500

2000

2500

地盤

0

式(11)

根固め測定結果 Result of 3D shape measurement300

Z軸(mm)Z (mm)

200
100

Test2
Test3
Test5
水平鉛直
水平鉛直
ノズルタイプ斜め 18°
斜め 18°
分岐
分岐
2.0
2.6
2.6
2.0
ノズル口径 d 0 (mm)
2.0
2.0
2.0
2.0
噴射圧力 P(MN/m2)
96.4 212.0
148.8 156.5
切削距離 R(mm)
-1.8
-3.8
-3.8
-3.8
切削深度 G.L.(m)
36.4
70.9
77.3
77.3
全応力 σ z (kN/m2)
23.6
38.4
45.0
45.0
有効応力 σ '(kN/m2)
7.2
10.2
6.2
6.2
先端抵抗 q c (MN/m2)
42.8
42.2
38.6
38.6
内部摩擦角 f'(°)
R/d 0
48.2
81.5
57.2
78.2
6.7
4.8
3.9
4.7
Λ P / (σ z tan φ ′)杭 Pile

0

300

-100
-200

: Data of 2.2: Data of 2.3: Data of 2.4: In-situ(Case2): In-situ(Case3): In-situ(Case5)

-300
0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

Y Y軸(mm)(mm)(b) Test3

R/d0

200

根固め測定結果 Result of 3D shape measurement

300
200

Z軸(mm)Z (mm)

切削式のパラメータ

100

100

杭 Pile

0

-100
-200
-300
0

500

1000

図-24

1500

2000

2500

Y軸(mm)Y (mm)(c) Test5

3000

3500

4000

0

4500

根固め形状測定（側面）図-25- 16 -

05

10

Λ P/(σztanf')

15

20

Modoni ら(2006)7) の切削式による整理

(4) 根固め築造原理と大径杭用ノズル配置の選定

固めが築造出来ておらず，根固めを築造するためにはノ

ここまでの取組みにより，切削式の妥当性は高いこと

ズルの配置や噴射方向が重要といえる．

が示されたと考える．本節では，切削式を活用して土中

表-13より，ノズルの噴射方向については，斜め向きにおける切削面積を推定し，その切削面積と根固め築造の噴射が鋼管断面積に占める切削面積の割合を大きくす

性の関係を推定する．

るために有効と考えられる．また，2.4で示したように各ケースにおける切削面積および鋼管断面積に占める掘削領域の拡大には，内リブからの水平噴射の併用が効

切削面積の割合を表-13に示す．切削面積の算出方法は果的であると考えられる．このため，実物大実験では，

付録Bを参照されたい．表-13に示すように，鋼管断面積

Test5のように，鋼管外周面に斜め噴射ノズル，中央部にに占める切削面積の割合は，Test5が最も大きいが，約

鉛直水平噴射ノズルを配置することとした．

9%に過ぎない．それにも関わらず，鋼管の全断面がソイ
ルセメントで閉塞されている（図-24 (c)）．これは，間3.2 実物大実験

隙水圧の上昇によって切削領域間の地盤が多少なりとも(1) 実験概要

緩み，高圧噴射された水の地表面への排出によって乱さ3.1の予備実験で選定した大径杭用のノズル配置に対れたためではないかと推察されるが，詳しい要因は明らして，実大スケールにおける根固め築造性を検証した．

かになっていない．他のケースでは杭中央まで十分な根

また，築造した試験杭内部のコアサンプリングを行い，根固め長さや，鋼管内部のソイルセメントの充填状況を表-13調べた．実験場所は予備実験の実験地点近傍である．N

各ケースの切削面積の評価

値分布および杭の打設状態を図-26に示す．いずれの根(a) Test1～3

固めも，平均粒径0.11mmの非常に細かい細砂層で築造し

Test1
Test2
Test3
ノズルタイプ
鉛直 水平 鉛直 水平 斜め2.0 1.1 2.0 1.1
2.6
ノズル口径 d 0 (mm)2.0 2.0 2.0 2.0
2.0
噴射圧力 P(MN/m2)
70
38
96
53
91
切削距離 R(mm)
42
23
58
32
54
掘削幅 W(mm)-3.5-1.2 -3.5
切削深度 G.L.(m)70.9
36.4 70.9
全応力 σ z (kN/m2)
38.4
23.6 38.4
有効応力 σ '(kN/m2)
10.2
7.2 10.2
先端抵抗 q c (MN/m2)
42.1
42.8 42.1
内部摩擦角 f'(°)
271
0 735
0
0
切削面積 a 1 (mm2)0000 1753
切削面積 a 2 (mm2)
0
0
0
0
0
切削面積 a 3 (mm2)
0
0
0
0
0
切削面積 a 4 (mm2)1086
2940 7011
総面積 a(mm2)1.4%3.7% 8.8%
切削面積/鋼管断面積ている．
実験ケースを表-14に示す．実物大実験で施工した根固め杭を載荷試験に転用する予定であったため，載荷杭と反力杭がある．載荷杭の鋼管径は1300mm，反力杭の鋼管径は1600mm及び1300mmである．また杭先端部の閉塞状況を目視確認するため，別途，鋼管径1600mmの掘り起こし試験用の杭を準備した．表-14には，各杭のノズル諸元や配置，水セメントミルクジェット送出装置の台数を併記している．また，付録Bに沿って，想定される切削面積を算出し，鋼管断面積に対する切削面積の割合を導出している．3.1のTest5ではこの割合が約9%で，根固めが築造出来ていたことを参考に，本実験において(b) Test4，5ノズルタイプ
ノズル口径 d 0 (mm)
噴射圧力 P(MN/m2)
切削距離 R(mm)
掘削幅 W(mm)
切削深度 G.L.(m)
全応力 σ z (kN/m2)
有効応力 σ '(kN/m2)
先端抵抗 q c (MN/m2)
内部摩擦角 f'(°)
切削面積 a 1 (mm2)
切削面積 a 2 (mm2)
切削面積 a 3 (mm2)
切削面積 a 4 (mm2)
総面積 a(mm2)
切削面積/鋼管断面積

N 値 NN-value
値

Test4
Test5
鉛直 水平 鉛直 水平 斜め 鉛直 水平
2.0 1.1 2.6 1.4 2.0 2.6 1.4
2.0 2.0 2.0 2.0 2.0 2.0 2.0
65
35
70
38
64
34
68
39
21
42
23
38
21
41

271
0
0
0

0
0
0
0

-3.5
70.9
38.4
10.2
42.2
0
0
0
0
0 552
1141
0
4470
5.6%

0
884
0
0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
0123
GL-3.6m
-3.6m
GL
4
細砂
5
fine
細砂
sand
6
GL-6.95m-6.95m
GL
7
シシルト
ｼﾙﾄ
silt 8GL-8.2m-8.2m 細砂GL9fine細砂sand 10
GL-10.85m-10.85m
GL11
砂礫
砂礫
GL-11.70m-11.70m sand & 12GLgravel 13
14
15
16
17
細砂 18
fine
細砂
19
sand
20
21
22
23
GL-23.70m-23.70m ｼﾙﾄ silt
GL
シシルト
24
25
GL0m
0m
GL

-3.5
77.3
45.0
6.2
38.6
0
0
0
0
0 574
1187
0
7057
8.9%

1断

埋土
埋土
fillingsoil

図-26- 17 -

載荷杭Φ1300B反力杭Φ1300B反力杭
載荷杭
Pile for Loading
test
Reaction pile
2.0m突出1.1m突出1断

ラブケミ-4.0 2 断7.35 3 断

2断

3断
4断

4断
-11.25支持層GL-13.4m
支持層
Load bearing-13.4
layer
5 断G.L.-13.4m

G.L.-16.0m
16.0

6断-14.225
7断-14.7258断-15.225

φ1,300×t25 L18mG.L.-18.7m
G.L.-18.7m

φ1,300×t14 L19.8m

N 値分布および杭の打設状態

5断
6断
7断
8断
9断
10断

表-14
反力杭1
Φ1300A

反力杭2
Φ1300B

1300
293

1300

実験ケース
反力杭3
Φ1600A

反力杭4Φ1600B

1600

1600

285
d0=6.4293

1614
d0=8.9d0=6.4293 d0=6.4

293

14

断面図

25

d0=6.4293

d0=8.9d0=8.9d0=8.9d0=8.9d0=8.9240530

150200150

550

ずれ止め筋
D13

150 180

472

293

293

700

ずれ止め筋
D13
リブプレート
L1568,h800,t25

内リブ
L1272,h650,t19

472

150 180

内リブ
L1272,h650,t19

400 100 4@250=1000

ずれ止め筋
D13

472

軸方向図

400 100 4@250=1000

550

200

d0=12.4

700

ずれ止め筋
D13
リブプレート
L1568,h800,t25

d0=6.4d0=12.4

d0=8.9150 180

530

530

472

240

150 180530

d0=8.9

293

293

反力杭5
Φ1300B

Φ1300B

載荷杭

1300

1300

反力杭6
Φ1300A

掘り起こし杭Φ1600B
1600

1300
293
285
d0=6.4d0=6.4

293

14

25

14
d0=8.9d0=6.4

293

293

25

d0=6.4293

断面図d0=8.9d0=8.9d0=8.9d0=8.9d0=8.9530

240

d0=8.9

530

530

240

530

530

240

530

293

400 100 4@250=1000

ずれ止め筋
D13

d0=12.4

d0=6.4d0=8.9150 180

150 180d0=12.4

700

ずれ止め筋
D13
リブプレート
L1568,h800,t25

内リブ
L1272,h650,t19

472

150 180

内リブ
L1272,h650,t19

200

472

293

ずれ止め筋
D13

472

150 180

内リブ
L1272,h650,t19

400 100 4@250=1000

ずれ止め筋
D13

472

軸方向図

400 100 4@250=1000

700

293

293

表-15

クレーンとバイブロハンマーの選定

は，この割合が約9%を上回るように，ノズル諸元及び個数を検討している．1300Aに対して1300Bは外周面のノズ

杭径(mm)

ルが2つ少なく，総流量も少ない．そのため，送出装置

1,200～
1,400
1,400～
1,600の台数，ノズルや配管の設置作業も比較的少なく済み，
経済的である．一方，1300Aはノズルが多い分，鋼管断面積に対する切削面積の割合も高く，切削能力は高い．

10150t 吊180kw――

杭質量(t)
1520
150t 吊 250t 吊
180kw
240kw
150t 吊 250t 吊
180kw
240kw

30
250t 吊240kw
550t 吊360kw

1600Aと1600Bについては，総流量は同じだが，ノズル口

鋼管杭の杭径と質量により，バイブロハンマーの規格

径や配置が異なっている．ノズル口径は従来6.9mm～を表-15により選定する．杭質量は，最大約15tである．

8.9mmを採用しており，1600Bのノズル口径12.4mmといよ っ て ， バ イ ブ ロ ハ ン マ ー の 規 格 は 180kW

うのは非常に大きく，大流量で切削するものである．こ(ZERO-200MR)を採用する．クレーン能力は表-15よりの場合，切削面積も大きくなり，鋼管断面積に対する切150t吊クレーンを用いる．

削面積の割合は実験ケースのなかで，最も大きくなってb) セメントミルクの配合と注入量いる．

根固め球根部および杭周面部に注入するセメントミル(2) 施工計画

クの配合を表-16に示す．根固め部の注入量は式(15)から，実物大実験の施工計画は，根固め杭の一つであるRSプ

杭周面部の注入量は式(16)から算定している．結果を表ラス工法の標準的な施工方法を参考とした．以下では，-17に示す．

杭径1300の反力杭5を例に計画を示す．
Q p = π×(D＋α)2×3×D/4，a) バイブロハンマー，クレーンの選定- 18 -(15)

Q f = π×{(D＋β)2－D2}×L/4．

杭周面部は，水・セメントミルク送出装置のエンジン回(16)

転をアイドリング状態として注入するので，注入時間は
注入長1m当たりの注入量/(370 litre/min×送出装置台数)と

ここに，
Q p ：根固め部の注入量(m3)なり，表-19のようになる．

Q f ：周面部の注入量(m3/m)

施工の管理項目は，水・セメントミルク送出装置の流D ：杭径(mm)

量，圧力，杭の深度である．流量は水・セメントミルク

L ：周面部の長さ(mm)送出装置の回転数を計画値 1,575rpm まで上げ，計画流量

α ：D≧700mmの場合600mm

640～700 litre/min を流量計で，計画圧力 13.0～14.7MPa

D≦600mmの場合500mm

を圧力計で確認する．杭の深度は，レーザー変位計によ

β ：D≧700mmの場合300mm

りリアルタイムにパソコン上で管理する．杭周面部注入

D≦600mmの場合250mmは送出装置の回転数がアイドリング状態であるので，流量(370 litre/min)と引上げ速度を確認して施工する．

である．
c) セメントミルクの注入工程d) 施工結果

杭先端根固め球根部および杭周面部のセメントミルク

水ジェット併用バイブロハンマー打設時の圧力は平均の注入工程を図-27に示す．杭先端根固め球根部の工程

10.2MPa，流量は662 litre/minであった．根固め球根部の⑤，⑥，⑦では，表-17の根固部の注入量を噴射する．

セメントミルク(W/C＝65％)の注入工程の圧力，流量のこの根固部に均等にセメントミルクを注入させる目的で，施工結果を表-20に示す．流量，圧力，施工時間ともに

RSプラス工法の標準的な施工方法を参考に工程⑤と⑦の

ほぼ計画通りで，良好な施工が確認された．杭周面部の引き上げ速度：押し込み速度＝1：2に設定してある．こセメントミルク(W/C＝150％)の注入工程の流量の施工結の設定で求まる噴射時間は，総注入量/(700 litre/min×送出

果を表-21に示す．この表が示すように，杭周面部もほ装置台数)となる．その注入時間を表-18に示す．また，ぼ計画通りの良好な施工が確認できた．

表-16

セメントミルクの基本配合

3.3 実験結果
コアサンプリングの箇所を図-28 に示す．各ノズルか使用
練り量 W/C ｾﾒﾝﾄ 海水 強度
目的 （m3） (%) (kg) (kg) (N/mm2)
20
根固用 1.0(1.72) 65 1,042 677
5
周面用 1.0(1.40) 150 560 840
注）練り量の( )内は比重を示す．セメントは高炉セ
メント B 種．海水の比重は 1.03 とした．

ら最も遠い部分の根固めを検証すること，杭先端部にリブプレートがあり鋼管中央は切削出来ないことを考慮し，採取箇所は鋼管の半円の中心部とした．各試験杭の根固
表-18

表-17

送出装置 注入量 注入工程(sec)
(m3)
台数
⑤ ⑥ ⑦
5
7.84
97 5 32

注入量
杭径(mm) 根固部 Q p (m3) 周面部 Q f (m3/m)
1,300
7.84
0.68
注）周面部注入量は注入長 1m 当たり．

表-19

切削深度 Depth of grouted base表-20

定着深度 Pile placement depth
支持層 Load bearing layer

1D
③

⑤
④

図-27

⑦
⑥

⑨
⑧

⑩

根固め部セメントミルク(W/C＝65％)注入結果

送出装置 平均流量(litre/min) 平均圧力(MPa)
台数
計画
実績
計画
実績
5
620 13.0～14.7 13.3
560～6202D②

杭周面部セメントミルク注入時間(Φ1,300B)

送出装置台数 注入量(m3/m) 注入工程⑩(sec/m)
5
0.68
22

G.L.0m①

根固め部セメントミルク注入時間(Φ1,300B)

セメントミルクの注入量

表-21

D：杭径
Pile diameter

杭周面部セメントミルク(W/C＝150％)注入結果
送出装置 平均流量(litre/min)
台数
計画
実績
5
370
399

セメントミルク注入工程- 19 -

表-23

反力杭 1～4 の根固め部の一軸圧縮強さ

2

コアボーリングCore ボーリング位置
drilling

1

噴ノズル
噴射ノズル Nozzle

3

コアボーリング Core drilling
根固め長さ
根固め長さ
Length of grouted base
根固め
根固め下端深度
Depth of grouted base

各試験杭の根固め長さ
根固め長
杭径に
根固め
さ（杭先
対する
下端
端～根固
根固め
深度
め先端の
（図-28） (G.L.-m)
長さの比
距離）
1
18.5
-0.3
-0.2
2
19.6
0.8
0.7
1
20.9
2.2
1.7
2
20.9
2.2
1.7
2
20.5
1.8
1.1
3
20.4
1.7
1.1
2
20.4
1.7
1.1
3
20.4
1.7
1.1
2
20.6
1.9
1.5
2
20.7
2.0
1.5
2
17.7
1.7
1.3

ボーリ
杭径 杭先端 ング(mm) 仕様位置A

反力杭2 1300

B

反力杭3 1600

A

反力杭4 1600

B

反力杭5 1300
反力杭6 1300
載荷杭 1300

B
B
B

7

－

19.1

150

反力杭 2 Φ1300B 早強

150

反力杭 3 Φ1600A 早強
反力杭 4 Φ1600B 早強

150
150

7
7
7
7
7

-0.75
-1.3
-0.6
-1.3
-1.3

7.1
10.6
13.4
10.0
9.0

反力杭 5，6 および載荷杭の根固め部の一軸圧縮
強さ(
一軸圧縮強さUnconfined compression
strength,2qu (MN/m )反力杭1 1300－

周面注入
杭先端と 一軸圧縮
セメ の水セメ
杭
材齢(日) の深度差 強さ q u
ント ント比(m)(MN/m2)
W/C(%)
32
44.9(44.1)
ﾐｷｼﾝｸﾞ
高炉
32
46.1(44.1)
－
－
－
B
ﾌﾟﾗﾝﾄ
84
57.1(44.1)
80-0.6
14.1(11.1)
高炉
反力杭 5 Φ1300A
65
80
0.55
35.4(27.8)
B
85
-0.7
21.6(16.7)
高炉
反力杭 6 Φ1300B
150
85
0.3
14.6(11.3)
B
84
-6.8
4.7(3.7)－
84-4.8
30.6(23.8)
高炉
84
-2.8
27.2(21.1)
載荷杭 Φ1300B
B
84
-1.0
16.6(12.9)
84
0.15
27.5(21.4)
84
0.95
38.5(29.9)

コアボーリングの採取箇所

表-22

ﾐｷｼﾝｸﾞ
－早強ﾌﾟﾗﾝﾄ
反力杭 1 Φ1300A 早強

表-24

下端深度

図-28

周面注入
杭先端と 一軸圧縮
セメ の水セメ
材齢(日) の深度差 強さ q u
ント ント比(m)(MN/m2)
W/C(%)

杭め長さを表-22 に示す．反力杭１については施工手順に変更が生じ，切削深度から 1D 引き上げずに，そのまま定着したため，根固め長さが短くなっている．それ以外の試験杭は標準的な施工，つまり切削深度から 3D 引き上げ，2D 沈設し定着するという工程で施工している．これらの試験杭の根固め長さは 1D 以上であり，必要な根)は 28 日強度の推定値

70
60
50
40
30
20
10
0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
養生日数 Curing duration (day)

固め長さが確保されることが示された．
図-29

4. 根固め部の品質

28 日強度の推定

ピースの強度変化を参考に，28 日強度を推定している．
表-23 には反力杭 1～4 の根固め球根部の一軸圧縮強さ

4.1 一軸圧縮強さを示している．全体的に強度は低いが，ミキシングプラ

根固め部の強度を調べるため，3.2 の実物大実験で打ントから採取した供試体の強度自体が小さいことを考慮設した杭の根固め部，周辺部から採取したコアに対してすれば，一定の強度が発現しているといえる．表-24 に一軸圧縮試験を実施した．試験結果を表-23 および表-24は反力杭 5，6 及び載荷杭の一軸圧縮強さを示している．

に示す．試験杭によってセメントミルクの配合や周面注

こちらは高炉セメント B 種を用いており，全体的に強度入の条件が異なるので，それらも表に併記している．まが高い．載荷杭については，深度方向に幅広く調査した

た，試験体の材齢が異なっているものに関しては，図-29

結果，浅い部分の強度は低いが，根固め部では本工法のに示すように，ミキシングプラントから採取したテスト

目安 15MPa 以上が確認された．なお，鋼管先端との深度- 20 -

差-1m の強度が低いが，これは供試体に介在していた貝単位体積当たりのセメント含有量は，絶乾質量にセメ殻が起点になり，
低荷重で破壊されたものである．
一方，

ント含有率を乗じたものである．次に，セメント量分析

反力杭 6 の強度は載荷杭より低い．この原因として，周用供試体の近傍の一軸圧縮試験結果（材齢301日）を表-27

面へのセメントミルク注入の有無が挙げられる．鋼管内に示す．

外の圧力差によって，周面注入のセメントミルクが鋼管以上のセメント量分析及び一軸圧縮試験の結果から，内に流入し，根固め部のセメントミルクが希釈された可セメント含有率と一軸圧縮強さの関係や，深度分布の傾能性がある．この場合においても，本工法の目安 15MPa

向を分析する．深度と一軸圧縮強さ及び乾燥密度の関係

前後の強度が確認される．

を図-30に示す．深度が深くなるほど，一軸圧縮強さ及び乾燥密度ともに増加しており，特に鋼管先端から根固

4.2 セメント量
ソイルセメント改良体のセメント含有率および，セメ

表-25

セメント量分析試料の付着水

ント含有率と一軸圧縮強さの関係を分析することを目的に，セメント量分析を実施した．分析方法は「コンクリ試料Noート専門委員会報告F-18硬化コンクリートの配合推定に関する共同試験報告」に準じて，絶乾状態のソイルセメ

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10

ントの改良体を粉砕し，塩酸で処理したのち，析出される酸化カルシウムを計量することで，セメント量を推定するものである．分析対象の杭は標準的に施工した鋼管
径1300mmの反力杭6本目（先端W/C65%，周面W/C150%）とし，試料は，コアボーリングで採取した改良体の深度
11.4m～20.5mの区間を深度1mごとに，各深度で0.3m分を切り出し作成した．また，セメント含有率と一軸圧縮強さの関係を把握するため，試料近傍の改良体の一軸圧縮

単位体積質量
付着水
表乾
絶乾
(%)
3
3
(kg/m ) (kg/m )
1171
45.9
11.45～11.75 1708
1218
42.8
12.45～12.75 1738
1280
38
13.50～13.80 1766
1304
37.1
14.50～14.80 1788
1354
34.5
15.50～15.80 1821
1364
34.7
16.20～16.50 1837
1374
33
17.50～17.80 1827
1367
34.7
18.25～18.55 1842
1423
32.0
19.50～19.80 1879
1674
20.2
20.20～20.50 2008
採取深度
(m)

表-26

強さも調べた．

セメント量分析結果

表-25に，各試料の表乾状態，絶乾状態の単位体積質
試料 酸化カルシウム セメント
No
「CaO」量(%) 含有率(%)

量および付着水を示す．付着水は式(17)より算出している．次に，表-26に酸化カルシウム「CaO」量，セメント

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10

含有率，単位体積当たりのセメント含有量を示す．ここで酸化カルシウム「CaO」量とは，塩酸と反応して析出した酸化カルシウムの，絶乾状態の試料に対する質量比である．セメント含有率は酸化カルシウム「CaO」量から推定している．高炉セメントB種にはCaのほか，SiやAl等が含まれており，化学成分分析より高炉セメントB種のCaO量が約55.08%であることから，各試料のセメント含

27.8
30
30.6
30.4
30.1
30.7
30.6
29.1
31.2
32.5

50.5
54.5
55.6
55.2
54.6
55.7
55.6
52.8
56.6
59.0

セメント
含有量
(kg/m3)
591
663
711
720
740
760
763
722
806
988

有率は式(18)より算出している．
表-27
ww =

nc =

mw
ms ，

wc
0.5508 ．

セメント量分析試料近傍の一軸圧縮強さ
試料 No

(17)
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10

(18)

ここで，w w は付着水，m w は表乾状態の試料の水分の質
量，m s は試料のソイルセメント実質部分の質量（絶乾状態の質量），w c は酸化カルシウム「CaO」量，n c はセメン
ト含有率である．

- 21 -

採取深度 一軸圧縮強さ(m)q u (MN/m2)
欠測
12.3
12.5
13.2
19.9
14.3
15.7
15.3
20.0
16.1
22.4
17.2
24.1
18.1
21.0
19.2
27.8
20.1
43.1

燥密度が高いほど一軸圧縮強さが高いこと，鋼管先端から根固め先端の範囲は十分に強固であることが明らかである．図-31は，供試体を水に沈めて，体積変化を測定することで，直接的に算定した密度の深度分布である．
杭先端より上方では，深くなるほど密度は緩やかに増加しており，杭先端2m上方から2m下方にかけて急激に増加している．複数の杭で図-30に示した深度と乾燥密度の関係と同じ傾向がみられており，このような密度の傾

2000
: qu
: ρd

40
30

1600

20

1400
根固め下端
Bottom of grouting
鋼管下端 Bottom of pile

10
0
10

向は今回の施工方法で築造した根固め部の特徴と考えら

12

れる．
次に，セメント量分析結果より，表乾状態の試料に対

1800

図-30

14 16 18 20
深度 Depth (m)

1200
1000
22

3

50

乾燥密度 Dry density ρd (kg/m )一軸圧縮強さUnconfined compression
strength,2qu (MN/m )め先端にかけて大きく増加している．このことから，乾深度と一軸圧縮強さおよび乾燥密度の関係

する水分，セメント，絶乾土砂の質量比，および水セメ
2500

ント比を式(19)～(22)より算出し，グラフ化したものを図: 載荷杭 Pile for loading test
: 反力杭4 Reaction Pile No.4
: 反力杭5 Reaction Pile No.5
: 反力杭6 Reaction Pile No.63

密度 density ρ (kg/m )-32に示す．図-32には一軸圧縮強さも併記している．

(19)

md × ncm ，(20)

md × (1 − nc )
m
，

(21)

S
WC = w
Sc ．

(22)

Sc =
Ss =

2000

1500
-12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2
杭先端からの深度
Depth from bottome of pile (m)図-31

ここで，S w は表乾状態の試料に対する水分の質量比，S c
は表乾状態の試料に対するセメントの質量比，S s は表乾
表乾質量に占める割合
Mass percent in surface-dry condition (mass%) &水セメント比 Water cement ratio, W/C(%): 水分 Water

深度と密度の関係: セメント Cement: 土 Soil
50100

状態の試料に対する絶乾土砂の質量比，WC：水セメン
ト比である．
図-32より，深度が深いほど水分の比率が減少し，セメントの比率が増加するとともに，水セメント比が小さ
くなり一軸圧縮強さは増加していることがわかる．なお，
絶乾土砂の比率は深度に関わらず，ほぼ一定である．そのなかで，支持層上端付近の試料No3から支持層内の鋼管先端部の試料No8の区間では変化が緩やかである．特に，水セメント比は練り混ぜ通り，約65%で推移してお

90
40

80
70

30

60
50

20

40
30

10

20
10
0

: W/C
: qu
No.1 No.2 No.3 No.4 No.5 No.6 No.7 No.8 No.9 No.100一軸圧縮強さ2
Unconfined compression strength, qu (MN/m )

mw
m ，

Sw =

り，施工計画通りのセメントミルクが充填されているこ
図-32とが示唆される．また，試料No9やNo10は鋼管先端より深い部分であり，水セメント比はさらに小さくなるとと

セメント量分析による試料構成と水セメント比および一軸圧縮強さの関係

もに，一軸圧縮強さが高くなっており，両者の関係性が察対象の杭は，鋼管径1300mm載荷杭，反力杭5本目の明確になっている．

1300B，反力杭6本目の1300A，反力杭4本目の1600Bとし，供試体はコアボーリングで採取した改良体から一定間隔

4.3 均質性で切り出している．観察結果としてCT画像を表-28～31

改良体の均質性を詳細に調査するため，マイクロフォに示す．CT画像では，密度の高い部分が白く，低い部分

ーカスX線CTスキャナを利用して供試体を観察した．観が黒く写る．なお，供試体の端部が白っぽく見える場合- 22 -

があるが，これはX線が供試体を透過する際，境界部に的白っぽいことから密度が高く，介在物とソイルセメン

多く吸収されるためである．また，CT画像中心部にリントの境界面に空隙が見られないことから付着状態も良好

グ状のものが観察されるが，これはX線CT画像特有のリと推察される．

ングノイズである．

一方で，表-28の鋼管先端3.3m上方地点や表-29の鋼管各表より，全体傾向として均質性は高いといえる．特先端から3.3m上方地点では，ひび割れが見受けられる．

に閉塞効果を発現するうえで重要な鋼管先端では，比較要因として，コアボーリングの回転トルクによるひび割

表-28

改良体の X 線 CT 画像（f1300 載荷杭）表-29

改良体の X 線 CT 画像（f1300A）

鋼管先端から 7.3m 上方 鋼管先端から 5.3m 上方

鋼管先端から 9.3m 上方 鋼管先端から 7.3m 上方

鋼管先端から 3.3m 上方 鋼管先端から 1.3m 上方

鋼管先端から 5.3m 上方 鋼管先端から 3.3m 上方

鋼管先端から 0.65m 上方

鋼管先端から 1.3m 上方 鋼管先端から 0.65m 上方

鋼管先端

鋼管先端から 0.65m 下方 鋼管先端から 1.3m 下方

鋼管先端

鋼管先端から 1.95m 下方

鋼管先端から 0.65m 下方

鋼管先端から 1.3m 下方 鋼管先端から 1.95m 下方- 23 -

れや，鋼管径1300mm載荷杭については本実験に引き続塊が混在する可能性がある．ただし，今回確認された程

いて実施した載荷試験時にクラックが入った可能性が考度の大きさや量の土塊であれば，改良体全体の性能に影えられる．また，表-29の鋼管先端から9.3m上方地点や響を及ぼすものではないと考えている．

表-31の鋼管先端から1.6m下方地点では，黒い部分がみ

また，改良体の下端部については，表-29の鋼管先端られる．供試体を割ってみたところ，2～3㎝の砂質土のから1.95m下方地点に示されるように礫や小石も見られ，塊であった．このように改良体の端部では原地盤の小土ウォータージェットやセメントミルクジェットによる切表-30

改良体の X 線 CT 画像（f1300B）

表-31

改良体の X 線 CT 画像（f1600B）

鋼管先端から 7.3m 上方 鋼管先端から 5.3m 上方

鋼管先端から 11.6m 上方 鋼管先端から 9.6m 上方

鋼管先端から 3.3m 上方 鋼管先端から 1.3m 上方

鋼管先端から 7.6m 上方 鋼管先端から 5.6m 上方

鋼管先端から 0.65m 上方

鋼管先端から 3.6m 上方 鋼管先端から 1.6m 上方

鋼管先端

鋼管先端から 0.65m 下方 鋼管先端から 1.3m 下方

鋼管先端から 0.8m 上方

鋼管先端から 1.95m 下方

鋼管先端から 0.8m 下方 鋼管先端から 1.6m 下方- 24 -

鋼管先端

削時に地盤が攪拌された際，沈殿したものと推察され

6. おわりにる．

5. まとめ本資料では，模型実験および現地実験と通して，Modoniら(2006)7)の地盤切削距離の評価式の適用性の検証を行った．もともとこの評価式は単一ノズルによる高圧

本資料では，複数の噴射ノズルで砂質地盤の切削攪拌
7)を行う場合を対象として，Modoniら(2006) の地盤切削距

噴射を対象としたものであったが，複数噴射ノズルの切離の評価式の適用性について模型実験および現地実験に削領域が重複する場合でも，この評価式の適用性の高いよる検証を行った．その結果，得られた結論は以下のとことが分かった．しかし，根固め杭を対象とした現地実おりである．

験では，推定切削範囲が杭断面の一部であっても杭断面
7)・Modoniら(2006) の地盤の切削距離の評価式は，複数の全体で根固めが構築された点など，未解明な部分が残さ

ノズルまたは斜めノズルによる切削領域の重複が生じれた．噴射流体の地表面への排出の影響などを含め，メる場合でも単一ノズルの場合と同程度の精度で適用でカニズム解明に向けた検討が必要であると考えている．
（2014年8月8日受付）

きることが分かった．
・上記の地盤切削距離の評価式は設定困難な経験的パラ
謝辞

メータをいくつか含むものであった．このため，これらのパラメータをまとめた新たなパラメータAを定義

本資料は，平成23年度から平成25年度にかけて実施さし，評価式の表記を変換した．表記変換後の評価式をれた，（独）港湾空港技術研究所と新日鐵住金（株）．

模型実験結果で検証したところ，Aはほぼ一定で14程度

調和工業（株）の共同研究「港湾地域向け杭のRSプラス

あった．これにより，A = 14とすることで，Modoniら工法の大口径化に関する共同研究」の成果を取りまとめ

7)(2006) の切削式に含まれる設定困難な経験的パラメーたものである．本共同研究においては，共同研究三者のタを個別に検討しなくとも，高圧噴射の切削距離の評

みならず，多くの関係各位のご助力を頂きました．また，価が可能となった．

改良体のX線CT画像の撮影にあたっては，基礎工研究チ

・この切削式に基づいて，根固め杭工法を対象とした切ームの篠永研究員と平井元研究員（現中国地方整備局）

削領域の推定を行ったところ，鋼管断面積全てが切削にご尽力いただきました．ここに感謝の意を示します．

されずとも，一部分が切削されれば根固めが築造され特に，実物大実験は非常に大掛かりなもので，本成果をることが明らかになった．また，径1,600mmの大径鋼得ることが出来ましたのも，関係先の皆様の御協力のお管杭に対して，確実に根固めを築造するためには，鋼陰であり，深謝申し上げます．

管中央部に噴射ノズルを配置し，直接的に地盤を切削する必要があることを示した．

参考文献

・現地実験において構築した杭の根固め部をコアボーリ

1) 土木工法辞典編集委員会編：土木工法辞典第6版，産

ングにて採取し，ソイルセメントの品質を調査した．

業調査会，2010年，pp. 283-289．

具体的には，一軸圧縮強さによる強度確認，セメント

2) 菊池喜昭・山下久男ら：鋼管杭における水とセメント量分析による鋼管内のソイルセメント改良体のセメン

ミルクジェット併用バイブロハンマ工法の開発，港ト分布の把握と強度との相関性の検証，X線CT試験に

湾空港技術研究所資料，No.1196，2009年．

よる均質性の調査である．これらの取り組みの結果，

3) Momber, A. W.: Introduction aspects of water jet

根固め部の一軸圧縮強さは，ほとんどのケースで本工

technology in the construction industry, Water jet

法の目安である15MPaを上回り，十分強固であること

application in construction engineering (ed. Momber, A.

が確認された．

W.), A. A. Balkema, 1998.

・セメントは深度方向に分布が出来ており，深くなるほ

4) 外山義春：ウォータージェット(WJ)工法，北の交差点，

どセメント含有率が高く，水セメント比が小さくなっ

Vol. 9，2001年，pp.48-49．

ており，強度との相関性を示唆させる傾向がみられた．
さらに，X線CT試験によって微細に観察する事により，ソイルセメントには所々に微小な砂の塊があるものの，全体的には非常に均質であることが明らかになった．

5) 日本ジェットグラウト協会：ジェットグラウト工法技術資料（第21版），2013年．
6) 例えば，手塚広明・山内崇寛・安井利彰：新しい高圧噴射攪拌による地盤改良工法の開発，地盤工学ジャ- 25 -

ーナル，Vol. 8，No. 2，2013年，pp.179-195．

307) Modoni, G. Croce, P. and Mongiovi, L.: Theoretical

流量, Q (litle/min)modelling of jet grouting, Géotechnique, Vol. 56, No. 5,
2006, p335-347.
8) 八尋暉夫：最新ウォータージェット工法，鹿島出版会，1996年．
9) 足立一郎：ウォータージェット技術の土木分野への応

20: Case1: Case2: Case3: Case4: Case5: Case6: Case7

10用，コンクリート工学，Vol. 39，No. 6，2001年，pp.3-7．
10) 柴崎光弘・太田想三・久保弘明：わかりやすい土木

0

技術 ジェットグラウト工法，鹿島出版会，1983年．
11) White, D. J., Take, W. A. and Bolton, M. D.: Soil
deformation

measurement

using

particle

image

0

200 400 600 800 10002
Σ(d0 π/4) 2Pg/gf

図-A.1 噴射圧および流量の実測値

velocimetry (PIV) and photogrammetry, Géotechnique,表-A.1 各ケースの相対的な流量係数

Vol. 53, No. 7, 2003, pp.619–631.
12) 安藤常世：工学基礎 流体の力学，培風館，1984年，

ケース

pp. 62-70．
13) Meyerhof, G. G.: Compaction of sands and bearing

Case1

capacity of piles, Journal of soil mechanics and
Case2

foundation division, ASCE, Vol. 85, No. SM6, 1959, pp.
1-29.

Case3

14) Robertson, P. K. and Campanella, R. G.: Interpretation ofCone

Penetration

Tests.

Part

1:

Sand,

Canadian

Case4

Geotechnical Journal, Vol. 20, No. 4, 1983, pp.718-733.
Case5

付録A

模型実験に使用した噴射ノズルの流量係数

について

Case6

2.4の模型実験では，形状の異なる複数の噴射ノズル
を用いており，エネルギー損失も各ケースで異なっている．切削性を評価する場合，こうしたエネルギー損失をCase7

考慮する必要があるため，ここでは実測値から流量係数を推定する．

流量係数
ノズル構成（ ）内はノズル口径の平均
鉛直噴射型×2 個
0.75
d 0 ：2.0mm
水平鉛直噴射型×2 個
0.65
d 0：鉛直 2.0mm，水平 1.1mm
水平鉛直噴射型×2 個
0.53
d 0：鉛直 2.6mm，水平 1.4mm
斜め 27°噴射型×2 個
0.67
d 0 ：2.0mm
斜め 18°噴射型×2 個
0.69
d 0 ：2.0mm
外周：水平鉛直噴射型×2 個
d 0：鉛直 2.0mm，水平 1.1mm
0.55
中央：鉛直噴射型×1 個
d 0 ：2.5mm＊曲げ継手あり
外周：斜め 18°噴射型×2 個
d 0 ：2.5mm
0.54
中央：鉛直噴射型×1 個
d 0 ：2.5mm＊曲げ継手あり

今回行った実験では，水送出装置に付設している圧力管内ウォータージェットはウォータージェット配管を管計で噴射圧を測定し，本装置からノズルに至る配管経路

中央に配線している曲げ継手の損失が大きいと推察されの途中に設置した流量計で流量を記録している．ノズル

る．図-A.1の各ケースのプロットがほぼ線形であること

口径は既知なので，それらを式(12)に代入すると，各ケから，流量係数は一定であることが分かる．各ケースのースの流量係数を相対的に比較できる．流量を縦軸に，平均の流量係数は表-A.1のとおりである．

式(12)の流量係数以外の部分を横軸にとると，図-A.1と
なる．

付録B

切削面積の算出方法について

図-A.1の各ケースの勾配が流量係数を表している．鉛
直噴射型（Case1）や斜め噴射型(Case4)は同程度の流量係切削領域が楕円形状という前提で，切削面積の算出方

数だが，水平鉛直分岐型ノズル（Case3）や管内ウォータ法を示す．2.4のCase1の噴射ノズルは鉛直噴射型であり，ージェット（Case6，7）はそれに比べてやや小さな流量

その切削幅は水平噴射の影響を受けていない．図-17に係数となっていることから，ノズルでの圧力損失が大き示したCase1の切削距離と最大切削幅の関係（図-B.1）のいと思われる．水平鉛直分岐は分岐部の損失が大きく，近似線を求めると最大切削幅は式(B.1)となる．

- 26 -

W = 0.60R．

α = X/2sinθ + W/2cosθ （Xsinθ ≦X/2sinθ + W/2cosθ），(B.1)

α = X sinθ （Xsinθ ＞X/2sinθ + W/2cosθ），
β = W．

ここで，R は切削距離(m)，W は切削幅(m)である．

(B.3)(1) 鋼管外側設置鉛直方向ノズル
ここで，θ は内側噴射角度である．

鋼管外側に設置された，噴射方向が鉛直向きのノズルによる杭内側の切削領域を図-B.2のように想定する．こまた，図-B.3に示すように，鋼管板厚やノズルプラグの図が示すように，鋼管板厚やノズルプラグの板厚を考の板厚を考慮し，ノズル孔と杭板厚外周面の離間距離sを

慮し，ノズル孔と杭板厚外周面の離間距離sを設定する．

設定する．この図より，計算を簡略化して式(B.4)によりこの切削面積A 1 は簡易的に式(B.2)とかける．

杭内面側の杭外側設置斜め噴射ノズルの切削面積A 2 を算出する．

a 1 ＝(π×W /4)/2－s×W(m )．
2

2

(B.2)
a 2 = (π×α /2×β /2)－s×β (m2)．

(B.4)(2) 杭外側設置斜め噴射ノズル
杭外側設置斜め噴射角度 θ の噴射ノズルによる杭内側(3) 杭内側設置(一文字リブ取り付け)水平噴射ノズルの切削領域の想定図を図-B.3に示す．この図が示すよう

杭内側設置(一文字リブ取り付け)水平噴射ノズルによに斜め噴射による切削領域の水平面への投影面積は楕円

る杭内側の切削領域の水平面への投影面積は楕円形とし形として噴射方向の投影距離を α，切削幅方向をβとするて噴射方向の距離をX，切削幅方向をWとして，式(B.5)

鋼管杭
鋼管杭Steel pipe

300ｓ
ジェット配管
ジェット配管Injection pipe

鋼管杭Steel pipe

最大切削幅
Maximum excavation width (mm)と，α，β は式(B.3)で表される．

内側
内側
Inside of pile

鋼管杭

200

ββ

150

100
W=0.60RX´θ0

図-B.3 杭外側設置ノズルの切削面積図

図-B.1 到達距離と切削幅の関係

鋼管杭
Steel pipeil

ジェット配管
ジェット配管Injection pipe

s

鋼管杭

鋼管杭
鋼管杭
Steel pipe

鋼管杭Steel pipe

鋼管杭
鋼管杭
Steel
pipe

ジェット配管
ジェット配管Injection pipe

内側
内側Inside of pileθ

150

W/2 以上内側
Inside内側of pile

150

Ｘ

W

α

α

100
200
300
0
切削距離 Jet penetration distance (mm)

Ｘ

W

W

図-B.2 杭外側設置ノズルの切削面積図

W

図-B.4 杭内側設置ノズルの切削面積図- 27 -

により杭内面設置水平噴射ノズルの切削面積A 3 を算出す
る．
a 3 = π×X/2×W/2(m2)．

(B.5)(4) 杭内側設置鉛直方向ノズル
杭内側設置鉛直方向ノズルによる杭内側の切削領域の想定図を図-B.4に示す．この図が示すようにノズル孔位
置は，一律杭板厚内周面からW/2内側に配置することを前提に計算する．この図-B.4より，杭内面側の杭内側設
置鉛直方向ノズルの切削面積A 4 を式(B.6)により算出す
る．
a 4 = π×W 2/4(m2)．

(B.6)- 28 -

港湾空港技術研究所資料

No.1293

２０１４．１２

編集兼発行人

独立行政法人港湾空港技術研究所

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行

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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
TEL. 046(844)5040 URL. http://www.pari.go.jp/

印

刷

所

株

式

会

社

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C （2014）by PARI
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permission of the President of PARI
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