ＩＳＳＮ１３４６－７８４０

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

No.1252

June 2012

管理型海面廃棄物処分場に打設する基礎杭が
底面遮水基盤に与える影響
菊池 喜昭
森脇 武夫
勝見
武
平尾 隆行
蔦川
徹
服部
晃
岡本 功一
山田 耕一
佐々木広輝
独立行政法人港湾空港技術研究所

Independent Administrative Institution,

Port and Airport Research Institute, Japan目

次旨 ···························································································································································

3

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

4

2. 管理型海面廃棄物処分場の遮水工における遮水性能の考え方 ·······················································

4

3. 管理型処分場の跡地利用の現状と問題点 ····························································································

5

要

3.1

管理型処分場の跡地利用状況 ········································································································

5

3.2

管理型処分場の跡地利用事例 ········································································································

5

3.3

管理型処分場への杭打設事例 ········································································································

5

3.4

管理型処分場への杭打設に関する課題 ························································································

7

4. 処分場跡地への杭打設に関する検討 ····································································································

84.1

杭打設時の課題 ································································································································

9

4.2

粘性土地盤と杭等の境界面における透水特性 ············································································ 13

4.3

保有水の移流拡散による遮水層への影響深度 ············································································ 26

4.4

杭打設後における地震時の影響 ···································································································· 29

4.5

杭への塗布材としての膨潤性止水材の効果 ················································································ 31

4.6

まとめ ················································································································································· 37

5. 現場での杭打設時に考慮すべき事項 ···································································································· 38
5.1

杭打設時にあたって解決すべき課題 ···························································································· 38

5.2

杭打設時における検討事項 ············································································································ 38

6. 結論 ····························································································································································· 39
7. あとがき ····················································································································································· 40
参考文献 ··························································································································································· 40－1－Influence of pile installation on the barrier performance of natural clay
layer at offshore waste landfill
Yoshiaki KIKUCHI1)・Takeo MORIWAKI2)・Takeshi KATSUMI3)
Takayuki HIRAO4)・Toru TSUTAKAWA4)・Akira HATTORI5)
Koichi OKAMOTO5)・Koichi YAMADA6)・Kouki SASAKI6)

Synopsis
Use level of offshore municipal solid waste landfill site (OMSWL) has been low. To utilize
OMSWLs intelligently, installation of piles through natural barrier as clay layer will be required.
But leakage of wastes or polluted water is anticipated if installation of piles which penetrate
through the waste layer and the natural clay barrier layer beneath it. In this research, firstly,summaries of barrier performance required to OMSWL and the states and issues on the use ofabolished MSWLs were made. Secondly, effects of leakage of wastes and polluted water during
installing piles and long term after installation of piles were studied. From this study, leakage
effect can be minimized by appropriate treatment during pile installation. Finally, items to beconsidered when constructing piles in field were extracted and summarized.
Key words：offshore controlled waste landfill，pile foundation，use of landfill，clay layer
1) Director for Special Research (Geotechnical and Structural Engineering), Port & Airport Research Institute,3-1-1 Nagase, Yokosuka 239-0826, Phone: +81-46-844-5037, Fax: +81-46-844-0255, e-mail: kikuchi@pari.go.jp
2) Professor, Department of Civil and Environmental Engineering，Kure National College of Technology,
2-2-11 Agaminami, Kure 737-8506, Phone: +81-823-73-8478, Fax: +81-823-73-8485, e-mail: moriwaki@kure-nct.ac.jp
3) Professor, Graduate School of Global Environmental Studies, Kyoto University, Yoshida-Honmachi, Sakyo-ku,
Kyoto 606-8501, Phone: +81-75-753-9205, Fax: +81-75-753-5116, e-mail: katsumi.takeshi.6v@kyoto-u.ac.jp
4) Seaside Urban Department，Chuden Engineering Consultants CO., LTD., 2-3-30 Deshio, Minami-ku, Hiroshima734-8510, Phone: +81-82-256-3352, Fax: +81-82-256-1968, e-mail: hirao@cecnet.co.jp, tutakawa@cecnet.co.jp
5) Department of Fine and Specialty Chemicals Sales and Marketing,
Performance Chemicals and Materials Research Center, Nippon Shokubai CO., LTD.,
Head office: Kogin Bldg, 4-1-1 Koraibashi, Chuo-ku, Osaka 541-0043, Phone: +81-6-6223-8907, Fax: +81-6-6223-9239;
Research Institute：5-8 Nishi Otabi-cho，Suita，Osaka，564-0034, Phone: +81-6-6317-2273, Fax: +81-6-6317-2992,
e-mail: akira_hattori@shokubai.co.jp, koichi_okamoto@shokubai.co.jp
6) Institute of Technology, Civil Design Department, Penta-Ocean Construction CO., LTD.,
Research Institute: 1534-1 Yonku-cho, Nasushiobara 329-2746, Phone: +81-287-39-2116, Fax:+81-287-39-2131;
Head Office: 2-2-8 Koraku, Bunkyo-ku, Tokyo 112-8576, Phone: +81-3-3817-7655, Fax: +81-3-3817-7805,
e-mail: Koichi.A.Yamada@mail.penta-ocean.co.jp, Kouki.Sasaki@mail.penta-ocean.co.jp－2－

管理型海面廃棄物処分場に打設する基礎杭が
底面遮水基盤に与える影響菊池 喜昭 1)・森脇 武夫 2)・勝見 武 3)・平尾 隆行 4)・蔦川 徹 4)
服部 晃 5)・岡本 功一 5)・山田 耕一 6)・佐々木 広輝 6)

要

旨

管理型海面廃棄物処分場跡地の利活用はこれまでのところ低レベルにとどまっている．管理型海面処分場跡地を高度利用しようとすると，海面処分場の底面遮水基盤(粘性土地盤)を貫通するような杭の打設が必要となると考えられる．しかし，廃棄物層と遮水基盤を貫通するような杭の打設を行った場合には，廃棄物を由来とする物質が処分場外に漏れることが懸念される．そこで，底面遮水基盤を貫通するような基礎杭打設が廃棄物を由来とする物質の処分場外への漏出に及ぼす影響を主として室内実験で検討した．本論文では，まず，処分場の遮水性能の一般的な考え方と跡地利用の現状と問題点を整理した．次に，杭を打設することが廃棄物由来の物質の処分場外への漏出に及ぼす影響について，杭打設時と杭打設後の課題に分けて検討した．さらに，杭の打設による廃棄物
由来の物質の処分場外への漏出の影響を低減できる工法について検討した．最後に，現場で杭を打設する際に考慮すべき事項の抽出と整理を行った．
キーワード：海面処分場，基礎杭，跡地利用，粘性土地盤
1)特別研究官(地盤･構造研究担当) 〒239-0826 横須賀市長瀬 3-1-1 独立行政法人港湾空港技術研究所
電話：046-844-5037 FAX：046-844-0255 e-mail：kikuchi@pari.go.jp
2)国立呉工業高等専門学校 環境都市工学科 教授 〒737-8506 広島県呉市阿賀南 2-2-11
電話：0823-73-8478 FAX：0823-73-8485 e-mail：moriwaki@kure-nct.ac.jp
3)京都大学大学院地球環境学堂 教授 〒606-8501 京都市左京区吉田本町
電話：075-753-9205 FAX：075-753-5116 e-mail：katsumi.takeshi.6v@kyoto-u.ac.jp
4)中電技術コンサルタント株式会社 臨海･都市部 〒734-8510 広島市南区出汐 2-3-30
電話：082-256-3352 FAX：082-256-1968 e-mail：hirao@cecnet.co.jp，tutakawa@cecnet.co.jp
5)株式会社日本触媒 精密化学品営業部，機能性化学品研究所
本社：〒541-0043 大阪市中央区高麗橋 4-1-1 興銀ビル 電話：06-6223-8907 FAX：06-6223-9239
研究所：〒564-8512 大阪府吹田市西御旅町 5-8 電話：06-6317-2273 FAX：06-6317-2992
e-mail：akira_hattori@shokubai.co.jp，koichi_okamoto@shokubai.co.jp
6)五洋建設株式会社 技術研究所，土木部門土木設計部
研究所：〒329-2746 栃木県那須塩原市四区町 1534-1 電話：0287-39-2116 FAX：0287-39-2131
本社：〒112-8576 東京都文京区後楽 2-2-8 電話：03-3817-7655 FAX：03-3817-7805
e-mail：Koichi.A.Yamada@mail.penta-ocean.co.jp，Kouki.Sasaki@mail.penta-ocean.co.jp－3－

1. まえがき

考え方を示し，跡地利用の現状と問題点を整理した．次にそれらを踏まえ，杭打設に関する一連の室内実験結果

東京湾や大阪湾などわが国の大都市圏では大規模な廃を示し，その成果をとりまとめるとともに，現場での杭棄物の最終処分場が海面に立地している．これらの海面打設時における課題の抽出と整理を行った結果を報告す

処分場は建設時には沖合処分場として整備されるが，港る．

湾区域が広がることによって，港湾区域内の重要な区域に立地するようになる．この場合，当該海面処分場の跡

構造物

地の利用価値は非常に高くなり，交通用地，工業用地等として有効活用することが要求される．
このような海面処分場跡地を工業用地等として有効活廃棄物用する際には，橋梁や建築構造物等を支持する基礎工が杭護岸必要となる．海面処分場跡地の地盤は一般に廃棄物地盤と未改良の粘性土地盤から構成されており，基礎地盤と粘性土層(底面遮水層)して適切でないことが多い．特に，管理型海面廃棄物処支持層(透水性地層)

分場では，粘性土地盤は遮水性確保の観点から必要な地盤であるが，軟弱地盤であることから建物や構造物の基

図-1.1 海面廃棄物処分場への杭打設イメージ

礎を設置するには支持力が不十分である．そこで何らか

2. 管理型海面廃棄物処分場の遮水工における遮の地盤改良が必要となるが，粘性土上層部に廃棄物が存

水性能の考え方在することから地盤改良(深層混合処理等)は困難である．
一方，ほとんどの管理型海面廃棄物処分場では底面遮水として自然に堆積した粘性土地盤の遮水性に期待してい廃棄物最終処分場における遮水基準は，「一般廃棄物ることから，陸上処分場とは異なり処分場内に遮水シーの最終処分場及び産業廃棄物の最終処分場に係る技術上

ト等の遮水工が設けられる例は少ない．

の基準を定める省令」(以下，構造基準)で定められてい以上のことから，処分場へ構造物を建設する際の基礎

る．構造基準における遮水工の要件として，埋立地の底工としては，軟弱地盤下部の支持地盤への基礎杭打設が面および側面に，厚さ 5m 以上，かつ透水係数が 1×

現実的であると考えられる(図-1.1)．しかし，現時点で10-5cm/s 以下である連続した地層がある場合には，当該は処分場の粘性土地盤を貫通して基礎杭を打設すること

地層は不透水性地層とみなされ，別途の遮水工(遮水シによる粘性土地盤の遮水性能への影響が明らかでなく，ート，アスファルト・コンクリート等の敷設)は不要と杭打設により処分場内の保有水が外部へ漏出し，周辺環なる．底面に不透水性地層がない場合については，図-境に影響を及ぼす可能性が考えられる．このため，管理2.1 に示す遮水工が別途必要となる．

型海面廃棄物処分場埋立跡地は，緑地や公園，ゴルフ場

ただし，構造基準は陸上の処分場を対象としたもので等の基礎工が不要な低利用地・未利用地となっているのあり，この基準を海面処分場に適用しようとする際にはが現状であり，管理型海面廃棄物処分場跡地を高度利用

海面処分場の特性を十分に考慮する必要がある 1)．特に，するための遮水性を確保した杭基礎の開発が望まれてい保有水の移動性に関しては，陸上の処分場では垂直方向

る．

の動水勾配が大きいため，保有水の移動性が高いのに対し，海面処分場では，動水勾配が小さいため，移動性がなお，適切な施工を行えば処分場内に杭を打設するこ低いという傾向にある．

とが可能と考えられ，実際に杭が打設された事例が存在

海面処分場における遮水の考え方は，参考文献 1)にする．しかし，遮水性能に影響を与えず，経済性も有す

まとめられている．その骨子は以下のようなものである．

る杭打設方法は確立されていないのが現状である．

1)保有水等の外部への浸出を防ぎ，周辺海域に環境影

そこで，本研究では，管理型海面廃棄物処分場におい響を及ぼさないようにする．

て，杭打設による廃棄物の地下への連込み状況と杭の打設が底面遮水基盤に与える影響を明らかにすることと，

2)遮水性能は単に遮水工だけで成立させるのではなく，遮水基盤の遮水性能を保持できる基礎杭打設方法を見出

保有水の水位管理なども考慮することが必要であすことを目的とする．

る．
3)海面処分場では複合遮水シートなどの適用が困難で本論文では，まず処分場の遮水工における遮水性能の－4－あるので，陸上処分場とは異なる遮水システムをする．
Plata ら 4)は処分場モデルの実験を実施し，重金属類採用することが必要である．
4)動水勾配が小さいことから，遮水性能の評価には移の溶出は酸化還元電位の影響を受けることを示している．

流のみならず拡散についても考慮する．

この研究成果によると，海面処分場のように還元環境下以上を踏まえたうえで，参考文献 1)では，底面の遮では，重金属類は沈殿を形成するなどして移動しにくい

水および側面の遮水ともに構造基準に基づき，「厚さ形態にあると考えられる．

-55m 以上，かつ透水係数が 1×10 cm/s 以下」と同等の遮3. 管理型処分場の跡地利用の現状と問題点

水性能を持たせることが必要であるとしている．なお，
ここで同等の遮水性能とは，浸透時間(トラベルタイム)

3.1 管理型処分場の跡地利用状況が同等であることとしている．
しかし，トラベルタイムは T＝neL/ki(i：動水勾配，

管理型処分場を含めた最終処分場の跡地利用の実態に

ne：有効間隙率)として求められ，k/L が一定であってもついては，平成 16 年度に環境省が調査している 5)．当2)動水勾配が変化すればトラベルタイムも変化する ．ま

該調査は全国の廃止された最終処分場の跡地利用の状況

た，有効間隙率が変わることによってもトラベルタイム

について調査したものであり，一般廃棄物最終処分場が変化する．このような移流現象に加えて，様々な物理

1,822 件，産業廃棄物最終処分場 1,569 件，昭和 46 年以的・化学的因子(リダンダンシー，吸着，拡散等)が保有

前の最終処分場 578 件についてとりまとめられている．

水の浸出に影響することにも考慮が必要である．

当該調査結果の概要を図-3.1 に示す．このうち，管理型処分場に該当するのは，一般廃棄物処分場，及び管理型産業廃棄物処分場である(図の黒枠部)．管理型処分場に限定すると，未利用となっている割合が 2 割程度であり，残りの 8 割は何らかの形で利用されている．しかし，そのほとんどがグラウンド，駐車場，公園緑地，農地といった平面的利用となっており，学校，工業団地等の構造物建設を伴う高度利用は，全体の 10～15%程度にとどまっている．
このように，管理型処分場跡地において，基礎杭が必要となるような構造物の建設を伴う高度利用率は低く，管理型処分場の跡地は必ずしも有効活用がなされていな
いことがわかる．
3.2 管理型処分場の跡地利用事例
管理型処分場跡地の利用事例について，平野ら 6 )が調査を実施している．
表-3.1 に，跡地利用事例のうち高度利用が行われた

図-2.1 構造基準における遮水工の考え方(底面に不透1)事例を示す．12 箇所の処分場跡地において，体育館，

水性地層がない場合)

学校，清掃工場等に利用された事例が確認されている．
蔦川ら 3)は，保有水の拡散に着目した研究を行い，遮これら 12 箇所の建築構造物の基礎構造は明確でない

水層厚(粘性土層厚)確保の重要性について述べている．

が，少なくとも基礎構造を杭基礎とすることができれば，拡散の理論式から，拡散による保有水の粘性土層内の移管理型処分場跡地においてさらなる高度利用が可能にな

動時間は，粘性土層厚の 2 乗に比例する．このため，拡るものと考えられる．

散による保有水の移動を抑制するためには，遮水層厚(粘性土層厚)の確保が重要であるとしている．

3.3 管理型処分場への杭打設事例

また，実際には粘土粒子は保有水に含まれる有害物質

管理型処分場への杭打設事例として，既往論文等の公表資料から管理型処分場への杭打設事例が 2 件ある．

を吸着することが知られており，この影響を考慮すると，粘性土層が出来るだけ厚い方が有害物質の浸出量が減少－5－

のべ1,880件

のべ770件

のべ607件

のべ365件100%

構造物
駐車場・道路公園・農地・グラウンド
その他
未利用

80%

60%

40%

20%

0%
S46以前

一般廃棄物

産廃（安定型）産廃（管理型）

図-3.1 廃止された最終処分場の跡地利用の実態 5)(1) 第二名神高速道路桑名 IC での橋梁基礎打設 7)びランプ部は，基礎杭を支持層まで打設する構造として本事例は，日本道路公団の事業として，第二名神高速

高架構造で計画された．

道路湾岸桑名インターチェンジの建設に伴い，橋梁基礎b) 構造形式の選定

を処分場内に打設したものである．施工概要等を以下に構造形式として盛土構造と橋梁構造を検討した結果に記述する．

より，以下の理由等から，橋梁形式(鋼管矢板井筒基礎a) 処分場の概要

構造)が選定されている．

第二名神高速道路湾岸桑名インターチェンジの大部分

・盛土構造とした場合，処分場内への雨水の浸透が阻が産業廃棄物処分場の埋立地内に位置している．

害され，廃棄物が無害化されるまでの時間が半永久的になる可能性があること．

表-3.1

埋立跡地の利用事例(高度利用) 6)
処分場名

津島屋埋立処分地（新潟県）

・産業廃棄物の性状が不均一であり，盛土構造とした
場合の将来沈下量が予測できないこと．

利用方法
体育館

末広町地先埋立地（神奈川県）

清掃工場

半田市一般廃棄物処分場（愛知県）

清掃工場

豊田環境保全センター（愛知県）

レクレーション施設

横大路埋立地（京都府）

清掃工場

前島クリーンセンター最終処分場（大阪府）

清掃工場

龍野市一般廃棄物処分場（兵庫県）

・盛土案では，IC 工事に伴う処分場形質変更許可が許可権者である三重県から下りないこと．
c) 遮水工破損に関する対応
鋼管矢板井筒基礎を築造することにより，基礎杭は管粗大ごみ処理施設

理型処分場底面に敷設されている遮水シートを貫通し，

八田処分場（福岡県）

小，中学校

粘性土層下部の支持層まで打設される．このことにより第一，二大浦谷埋立地（福岡県）

汚泥再処理センター

今津埋立地（福岡県）

養護学校

廃棄物層内に滞留している保有水が周辺に浸透しないよ

今津第二埋立場（福岡県）

スポーツ公園，体育館

東長崎埋立処分場（長崎県）

体育館，運動場

うな対策が必要となる．
遮水シートの貫入破損部の補修工法に確実性がないた
め，処分場外周全体に遮水壁(鋼製遮水壁)を不透水層まで打設し(透水係数 10-7cm/s の粘性土層に 2m 貫入)，外

産業廃棄物処分場は埋立終了後 5 年程度経過した管理型処分場で，地下 10m 程度まで掘り下げて廃棄物を埋部への浸透防止を図っている．

め立てた後，最終的に地上 4～10m まで廃棄物が嵩上げ

なお，本事例は，処分場の構造基準が定められた平成されている．処分場底面には 1.5mm 厚の超軟質ビニー

10 年前後に検討された案件で，杭打設に関する基準がルシートが敷設されている．

明確でない中で検討されたこともあり，基礎杭が粘性土処分場下部には深さ 40m 程度まで N 値 2～5 程度の軟層を貫通することによる粘性土層下部からの保有水漏出

弱粘性土が堆積しているため，高速道路建設には圧密にによる影響については参考文献 7)には記載されていなよる沈下対策が必要で，IC 前後区画の高速道路本線及

い．

－6－

その影響がほとんどないことが確認されている．
施工に当たっては，有毒ガス対策，ケーシングと外周管との隙間の充填などの課題があった．
3.4 管理型処分場への杭打設に関する課題
処分場跡地へ基礎杭を打設する際に生じる課題としては，大きく以下の 2 つの項目が想定される．
(1) 杭打設時の課題
７)

図-3.2 橋脚断面概念図

処分場跡地への杭打設時の課題の一つとして，杭打設に伴う廃棄物等の連込み等に代表される比較的短期間で(2) 東京港臨海道路建設に伴う橋梁基礎杭打設

8,9)生じる問題がある．イメージ図を図-3.5 に示す．

本事例は，国土交通省関東地方整備局の直轄事業(東廃棄物層の上から基礎杭(既成杭や場所打杭のケーシ

京都港湾局が施工受託)として，東京港臨港道路建設にング等)を直接打設すると，その先端部や側面に廃棄物伴い橋梁基礎杭を海面処分場跡地に打設したものである．

等の物質を巻き込んだ状態で，廃棄物や保有水が粘性土

a) 杭打設に至る背景，契機層下部の透水層(支持層)まで連れ込まれ，透水層を通じ

東京港臨海道路第(Ⅱ)期事業のうち第 4 工区についてて周辺環境へ影響を及ぼすことが懸念される．

は，廃棄物処分場に位置する橋梁工区となっており，橋

3.3(2)で述べた，東京港臨海道路建設に伴う橋梁基礎

梁形式に対応した基礎構造物を構築する必要がある．

杭打設の事例のように，予め廃棄物層を掘削除去した後当該工区では，厚さ 10m 程度の埋立廃棄物層の下にに杭を打設すれば，杭打設時の廃棄物の連込みを防止す

厚さ 20～40m の軟弱な荒川沖積層(沖積粘性土層)が堆積ることができるが，多大な施工費用を要すること，及びしており，構造物を支える支持層はその下部に位置する．

掘削した廃棄物の処理が必要となる等の問題がある．

このため，橋梁構造を支える基礎杭はこれらの層を貫いて施工する必要がある．
この厚く堆積する軟弱な荒川沖積層は，処分場の底面
遮水基盤となっている．このため，基礎杭がこの層を貫くことで「廃棄物の処理及び清掃に関する法律」で定められている遮水層としての機能を損なうおそれがあった．
そこで，杭が粘性土層を貫いても遮水機能を保持するような基礎杭施工方法が検討された．
b) 基礎杭施工の課題，採用工法
廃棄物層の上から直接基礎杭を打設すると，廃棄物を杭先端に巻き込んだ状態で，廃棄物や保有水を粘性土層下部まで連れ込むことが考えられる．そこで，これらによる汚染拡散を防止するため，廃棄物を取り除いた状態
で杭を打設できるよう「三重管基礎杭工法」で施工された．
c) 三重管基礎杭工法の施工概要
三重管基礎杭工法は，オールケーシング工法により廃棄物層を掘削・除去し，その中に外周管および本杭の 2
本の杭を打設し一体化する工法で，杭打設時の廃棄物の連込みを防止することができる．図-3.3 に三重管基礎
杭工法の概念図，図-3.4 に施工手順を示す．
また，杭周面からの保有水の浸出の長期的影響は，遮図-3.3 三重管基礎杭工法の概念図８)

水層の浸透流解析と模型杭を用いた実験により検討され，－7－

図-3.4 三重管基礎杭工法の施工手順９)以上のことから，廃棄物層を事前に掘削せず直接杭を杭打設打設でき，かつ廃棄物や保有水等を粘性土層下部へ連れ込まないような，環境安全性が確保できる効果的，経済的な杭打設技術の開発が必要となる．

廃棄物層

廃棄物層

粘性土層

粘性土層

透水層

透水層

(2) 杭打設後の課題
課題の二つ目としては，図-3.6 に示すように，杭打設後に杭と地盤との境界面を通じて保有水が流れるなどの杭を打設した後に比較的長期間にわたり生じる問題がある．また，杭を打設した後に地震に遭遇した場合には杭と地盤との間に空隙が発生するおそれがあるという問

杭打設に伴う廃棄物連込み

杭打設後における杭と粘性土層の境界面からの透水図-3.5 杭打設時の影響

図-3.6 杭打設後の影響

題がある．
前者については，遮水層である粘性土層を貫通して支持層まで杭を打設することにより，杭と粘性土層の境界

イメージ図

イメージ図

面に隙間や透水性の高い部分が生じ，この部分を通じて処分場内の保有水が漏出し，周辺環境へ影響を及ぼすこ

この隙間の発生により，杭と地盤との境界面の透水性とが懸念される．このため，杭打設による杭と粘性土層が高くなり，保有水が処分場外へ浸出し，周辺環境へ影との境界面の透水性に及ぼす影響を確認することが必要

響を及ぼすことが懸念される．

となる．また，境界面の透水性を低減させる経済的で効

4. 処分場跡地への杭打設に関する検討

果的な杭打設技術の開発が求められている．
後者の地震時の問題については，処分場へ杭を打設し3.4 に示した課題を解決するため，「杭打設時の課題」，

た後に地震が発生した場合，地盤(底面遮水基盤)や杭に変形が生じることが想定され，その結果，地盤と杭に隙「杭打設後の課題」，「膨潤性止水材の効果」の 3 点につ間ができる可能性がある．

いて検討した．特に，「杭打設後の課題」については，

－8－

さらに，
「粘性土地盤と杭等の境界面における透水特性」，

粘性土をふるいにより分離する必要があるため，粘性「保有水の移流拡散による遮水層への影響深度」，「杭打

土は 250μm 以下，砂は宇部珪砂を 250μm 以上に調整設後における地震時の影響」に細分して検討した．

して利用した．

4.1 杭打設時の課題

表-4.1 粘性土及び砂の諸元

杭打設時においては，杭周面及び先端部から廃棄物や○粘土
土粒子密度 2.773 g/cm3 塑性限界 47.9%
液性限界
塑性指数
95.9%
48.0
-7
50kPa ：1.0～2.0×10 （cm/s）
透水係数-7120ｋＰa：0.6～0.7×10 （cm/s）

保有水を下方に連れ込むことが懸念される．そこで，杭打設時の問題として，杭打設時の廃棄物等の連込み状況を確認するため，廃棄物を砂で模した室内実験を実施した．なお，廃棄物は様々な性状を呈するため，実験に用いる廃棄物により実験条件や実験結果が異なったものと○砂
宇部珪砂：６号
品目
粒度分布
化学組成
ﾌﾙｲ目
ﾌﾙｲ残(%) 成分
(%)
700μm
0
Igloss
1.1
SiO2
590μm
0
96.2
AL2O3 1.4
420μm
22
Fe2O3
300μm
34
0.7
210μm
26
CaO
0.1
150μm
12
MgO
0.2
105μm
5
75μm
1
75μm以下
0
計
100
98.7

なる．このため，廃棄物の代用として，砂を用いたのでは，様々な性質を持つ廃棄物のすべての性質を再現することはできない．しかし，ここでは，実験条件を統一でき，かつ連込み状況を確認しやすいとの理由から，砂を用いることとした．
杭打設時には，処分場の粘性土地盤は圧密が始まる前の場合，圧密途中である場合，圧密が完了している場合など様々な状態が想定され，これら圧密状態によって廃棄物等の連込み状況に違いがあることが想定される．そこで実験条件として，粘性土地盤の圧密状態が過圧密状
態と正規圧密状態の２パターンを設定し，廃棄物等の連込みについて検討した．

2) 実験装置，実験方法(1) 粘性土地盤が過圧密状態での廃棄物等の連込実験装置の概略図を図-4.1 に示す．図-4.1 に示す実験

10-12)

装置に，海水を加え含水比を調整して(w=200%)脱気しa) 実験概要

た粘土を投入し，一次元的に 3t 法による予圧密(圧密応

ここでは，土槽で作成した模型粘性土地盤の上載荷重

力 50kPa)を行い，粘性土層(h=約 8cm)を作成し，一旦除を作用させない条件で杭の貫入実験を行った．この状態

荷した後に，粘性土層上部に海水で飽和させた砂では粘性土地盤は過圧密状態にあるため，杭の貫入実験(h=10cm)を水中落下により敷設した．

みをすると，粘性土地盤表層の撹乱が生じやすく，また粘

その後，除荷した状態のままモデル地盤中央部にアル

土と杭との付着性が低いため杭と粘土との間に隙間が生ミ杭(L=17cm,φ10mm)を 3cm/min の速度で粘性土層下部

じやすいものと考えられる．このため，この条件は，杭まで圧入打設した．
杭打設後，即座に杭周縁の粘土試料を深度方向に 1cm打設に伴う廃棄物等の連込みの影響が大きい条件となっずつ採取し，試料をふるい(250μm)により粘土と連れ込ているものと考えられる．
ここでは，杭の形式(開端杭か閉端杭か)と杭先端の形

まれた砂に分離し，深度毎に試料中の砂重量を測定する

状を変えて杭の貫入実験を行い，杭打設に伴う粘性土層ことで，粘土中の砂の連込み量の深度分布を確認した．
3) 実験ケース，実験条件への廃棄物等の連込み状況を実験的に検証した．

実験実施にあたり，杭先端形状を変化させて，杭打設

1) モデル地盤材料

時の砂連れ込み状況を確認するものとした．

モデル地盤は，遮水基盤を粘性土で，廃棄物を砂で模して作製した．粘性土は山口県徳山下松港沖から採取し用いた杭は，先端閉塞杭と開端杭(パイプ杭：肉厚た沖積粘性土，砂は宇部珪砂(6 号)を利用した．粘性土

0.5mm)，及びペンシル杭とした．ペンシル杭は図-4.5

及び砂の諸元を表-4.1 に示す．

に示すように，先端角度θを 0 度，30 度，45 度，60 度，
75 度の 5 ケースに変化させた．θが大きいほど先端が鋭なお実験にあたり杭打設によって連れ込まれる砂と

－9－

15cm

約 2cm

杭を固定し打設杭(φ1cm)

10cm
8cm

砂層

杭
(φ1cm)

砂
砂層
粘土

粘性
土層

粘性
土層

砂重量
測定用試料

深度 1cm 毎に粘土試料を採取

粘土層下端まで杭打設

ふるいで粘土と砂を分離し砂の重量を測定

図-4.1 実験装置概略図
角であることを意味している．

実験の結果，杭先端部分からの砂の連込みについては，b) 実験結果

最も砂の連込みが多いケース 1(θ=0 度)で約 0.5g の砂が1) 先端閉塞杭と開端杭における砂の連込み深度分布

連れ込まれたのに対し，最も先端が鋭角であるケース
5(θ=75 度)では約 0.1g と連込み量は 1/5 に低減されるな

先端閉塞杭と開端杭における砂の連込み深度分布を図

ど，ペンシル杭で先端が鋭角となるほど砂の連込み量は-4.2 に示す．

低減された．

粘性土地盤が過圧密状態で杭を打設した場合には，先端閉塞杭では深度 6cm まで砂の連込みが確認されたのに対し，開端杭では 3cm 以深で砂の連込みがほとんど確認されなかった．これは，杭径に換算すると，それぞれ杭径の 6 倍，3 倍となる．
これらにより，杭打設による杭側面部からの砂の連込
み低減には開端杭が優位であることが確認された．それは以下の理由によるものと考えられる(図-4.3 参照)．
・先端閉塞杭の場合には，杭打設時に杭が砂を押し退けることにより杭と砂との間に摩擦力が働くとともに，杭先端部に砂を連れ込んだまま杭が打設され，杭側面及び先端部に付着した砂が粘土深部まで連れ込まれる．
・開端杭の場合には，杭打設時に杭内部に砂や粘土が図-4.2 杭側面における砂連込み量の深度分布入ることで，先端閉塞杭に比べ杭外周面での砂との摩擦が小さくなり，また杭先端部における砂の連込みが起こりにくいことから，結果的に杭に付着した砂の連込み量が少なくなる．
2) ペンシル杭における杭先端部の砂の連込み量
閉塞杭及びペンシル杭の杭側面における砂の連込み量の深度分布を図-4.4 に示す．傾向としては前述の閉塞杭と同様で，杭先端の形状によらず，杭打設による砂の連込みは深度 6cm 程度に留まっていることが確認され図-4.3 杭打設時の砂連れ込み状況イメージ

た．
ペンシル杭における杭先端部の砂の連込み量を図-4.5に示す．なお，先端角度を変化させた 5 ケース(ケース1～5)のそれぞれで 2 回ずつ実験を実施した(ケース A,B)．

－10－正規圧密状態となっている．この場合は，(1)の実験条
件に比べると杭打設時に粘土表面の撹乱や杭と粘土との境界面の隙間は発生しにくく，廃棄物等の連込み量は少なくなると考えられる．ここでは，粘性土地盤へ載荷圧を与え正規圧密状態とした場合における粘性土地盤に杭を貫入する際の透水性の変化および廃棄物等の連込み状
況を確認するため，小規模実験と中規模実験に分けて実施した．小規模実験は，中規模実験に先立ち，杭先端形状や貫入方法による違いを検討するために 4 ケース(パイプ，先端閉塞，ペンシル，中堀り)を実施した．また，中規模実験では，小規模実験の結果を受け，特徴的な結果を示した 2 ケース(先端閉塞，中堀り)を実施した．
1) 実験方法
図-4.4 杭側面における砂連込み量の深度分布実験装置の概要図を図-4.7，図-4.8 に示す．試料(粘性土+覆砂)に圧密圧力を作用させ，圧密完了後に載荷圧を保ちながら杭を貫入させ，杭貫入前後の透水係数の変化により，遮水機能への影響を確認した．透水係数は，0.50

連れ込み重量（g）

θ

小規模実験および中規模実験とも，装置下部から定期的

ｹｰｽA

0.40

に測定した透水量から算出した(透水量の測定は概ね 1

ｹｰｽB

日に 1 回)．なお中規模実験土槽は，側壁から流れる水

0.30の影響を考慮して，集水域を中央部と周辺部に分けて透0.20

水量を計測できる構造としている．また実験終了後，目視により杭貫入による砂(廃棄物を模擬)の連込み状況を

0.10

確認した．
ケー ス 5（7 5 度 ）ケー ス 4（6 0 度 ）ケー ス 3（4 5 度 ）ケー ス 2（3 0 度 ）ケー ス 1（0 度 ）

0.00

2) 実験条件実験に使用した粘性土の物性を表-4.2 に示す．なお，
上部覆砂には珪砂 8 号(中央粒径 D50=0.08mm)を使用した．小規模実験に使用した粘性土は，名古屋粘土を含水

図-4.5 杭先端部における砂の連込み量

比 110%のスラリー状に加水調整して，75kg/m3 のベン
これらから，杭先端をペンシル型にしても杭周面でのトナイトを添加し，初期透水係数 k=1.0×10-6cm/s に調連込み状態にはほとんど変化がないものの，杭先端部へ整した．中規模実験に使用した粘性土は，宇部粘土を原の砂の連込み低減には杭先端が鋭角なペンシル型の杭が料土として含水比調整し透水係数 k=1.0×10-6cm/s に調有効であることが確認された．これは以下の理由による

整した．
設定土圧や動水勾配，杭打設方法などの実験条件を表ものと考えられる(図-4.6 参照)．

-4.3 に示す．小規模実験では深度 20m 相当の土圧，中・先端閉塞杭の場合には杭先端部に砂による主働くさびが形成され，粘性土層に到達した後もこの砂が主規模実験では深度 10m 相当の土圧を再現した．透水量

働くさびとして連れ込まれる．

は模擬地盤を作成後，所定の圧力にて粘性土層の圧密が・ペンシル杭の場合には杭先端部に砂による主働くさびが形成されず，砂がほとんど連れ込まれない．
(2) 粘性土地盤が正規圧密状態での廃棄物等の連込
み 13)a) 実験概要(1)では粘性土地盤が過圧密状態での実験を実施した
図-4.6 杭打設時の砂連れ込み状況イメージ

が，実際の処分場では，粘性土地盤へ載荷圧が与えられ，－11－

程度まで低下した．なお，透水係数の算出にはダルシー則を用いた．
本実験で用いた杭は，小規模実験ではφ20mm，中規模実験ではφ120mm の金属製のものである．
表-4.3 実験の条件
実験ケース
2
設定土圧(kN/m )

小規模実験

中規模実験

136

68

(深度20m相当) (深度10m相当)
40

動水勾配
杭打設方法

7

打撃

圧入

中掘り

中掘り

b) 実験結果

図-4.7 小規模実験装置概略図

小規模実験(パイプ型および中掘型)における透水係数の経時変化を図-4.9 に示す．杭貫入前後で，全体としての遮水性には変化がないことが分かる．しかしながら，
写真-4.1 に示すようにパイプ型の実験終了後の解体断面をみると，粘性土層へ杭径程度の深さまで砂の連込みが生じていることが分かる．このことは，局所的ではあるが粘性土層厚の減少によりトラベルタイムが小さくなっていることを示唆している．一方，中掘型の解体断面
では砂の巻き込みは生じていない．
中規模実験(先端閉塞型および中掘型)の透水係数の経時変化を図-4.10 に示す．透水量は中央部と周辺部でそれぞれ計測し，透水係数の算出を行ったが，側壁からの流れの影響は生じていなかったため，全断面から集水さ

図-4.8 中規模実験装置概略図
表-4.2 粘性土の物性

3

2.65

2.59

77.7

122.1

砂(%)

6.2

7.5

シルト(%)

68.6

41.2

粘土(%)

25.2

51.3

W L (%)

65.4

111.6

W P (%)

33.0

45.4

IP

32.4

66.2

土粒子密度ρ s (g/cm )原料土の初期含水比w (%)
粒度組成

ｺﾝｼｽﾃﾝｼｰ

中規模実験

図-4.9 透水係数の経時変化(小規模実験)
1E-06

貫入前（先端閉塞）

貫入後(先端閉塞)

貫入前（中掘り）貫入後（中掘り）透水係数(cm/s)

小規模実験

実験ケース

1E-07

十分完了した後に，圧力をかけたまま杭打設日を挟んで

1E-08
0

前後 1 週間計測した．粘性土層構築時には k=1.0×
10-6cm/s 程度であるが，圧密終了時には k=4.0×10-8cm/s

1

2

3

4

5

6

7
8
9 10
経過日数(day)1112

図-4.10 透水係数の経時変化(中規模実験)

－12－

13

14

15

した砂が深部まで連れ込まれるものと考えられる．
・杭打設時に粘性土地盤へ載荷圧を加えた場合(正規圧密状態)では，粘土と杭との境界面への直応力が働き，結果的に粘土と杭との境界面の隙間が閉塞し，砂の連込みが杭径程度に留まるものと考えられる．
なお，実験では廃棄物ではなく，廃棄物を模した砂を写真-4.1 解体断面:小規模実験用いており，定性的には連込み現象の特徴を把握してい(左:パイプ型,右:中掘り型)ると考えられるものの，実際の廃棄物の連込み現象とは異なる可能性があることに留意する必要がある．

qs
流出水

qc

qc

qs
流出水

空隙
(0.5～1mm)

写真-4.2 解体断面:中規模実験

供試体(左:先端閉塞型,右:中掘り型)
れる透水量をもとに透水係数を算出した．小規模実験と

土圧計

流入水

同様に，杭打設に伴う遮水性の低下はみられなかった．

流入水

しかしながら，写真-4.2 に示すように先端閉塞型の実験終了後の解体断面をみると遮水基盤へ杭径程度の深さまで砂の連込みが生じていることが分かる．一方，中掘6 cm型の場合には，砂の連込みが生じていない．

8 cm
図-4.11 剛壁型透水試験装置 17)

小規模実験結果および中規模実験結果から，底面遮水基盤(粘性土層)に損傷を与えず遮水性を維持する杭打設表-4.4

工法としては，透水性には違いが見られなかったが，砂の連込み特性から見て中掘り工法が適しているといえる．

実験に用いた粘土試料の物性 17)
海成粘土

液性限界(%)
塑性限界(%)
塑性指数
土粒子密度(g/cm3)(3) 杭打設時に関する研究の結論(1)，(2)から，杭側面における粘性土層への砂の連込
み深度は，杭打設時の粘性土層の圧密状態の違いにより異なり，載荷圧を与えていない過圧密状態である(1)で

43.9
24.0
19.9
2.64

カオリン
深草粘土
粘土
36.8
58.2
19.4
29.2
17.4
29.0
2.42

2.67

混合土
41.9
21.4
20.5
2.69

は連込み深度が杭径の 3～6 倍であったのに対し，粘性土層が正規圧密状態である(2)では杭径程度と，(2)の方4.2 粘性土地盤と杭等の境界面における透水特性が優位となった．

杭打設後の問題として，粘性土地盤と杭等の境界面の透水特性について，圧密状態，杭と地盤との隙間の存在，

また，(1)に示すとおり，杭先端部においては一定量

及び鋼材の粗度の違いの影響の観点から検討した．

の砂が連れ込まれたが，杭の形状をペンシル杭とする等の工夫をすることにより，杭先端部における連込み量が低減できることが確認された．また杭打設方法に着目す(1) 粘性土地盤と側壁の境界面の透水特性 14-17）

ると，中掘り工法が適しているということが確認された．

a) 実験概要

杭打設時の粘性土層の圧密状態の違いにより砂の連込処分場への杭打設による遮水基盤への影響を評価する

み深度が異なった理由としては，以下の事項が考えられため，剛壁型透水試験装置を用いて透水試験を行い，試る．

験装置の側壁と粘性土との境界を粘性土地盤と杭との境・載荷圧のない状態(過圧密状態)での杭の打設では，杭界にみたてて，境界面における透水特性の評価を行った．

と粘土との境界面に空隙が生じやすく，杭周面に付着

実験装置は図-4.11 に示す通りである．主な検討項目－13－

は，①打設前の粘土の圧密度の違いが透水・周面摩擦にを分けて計測できていないことから，粘土自体の透水係与える影響，②粘土の種類の違いが透水に与える影響，

数は柔壁型透水試験を別途実施して求め，界面透水量係③杭に働く周面摩擦と透水との関係，である．

数の値を得たものである 16)．

①に関しては，杭打設前の粘土の圧密状態による影響

試験方法は以下の通りである．海成粘土については採を検討するために，供試体作製時の予備圧密における最取時の含水比(55％)，他の試料については液性限界の約

終圧密応力(先行圧密応力 Ppre)を 90 kPa と 180 kPa の 2

1.5 倍の含水比にそれぞれ調整したスラリー状の粘土試

種類で行った．これは廃棄物の埋立深さを 10 m～20 m，料を，試験装置とは別の圧密リングに充填し，所定の圧3

廃棄物層の単位体積重量を 10 kN/m として圧密進行中

密応力により予備圧密を実施する．予備圧密時の最終圧の地盤を想定したものである．

密応力(先行圧密応力 Ppre)は杭打設前の粘土層の応力状②に関しては，海成粘土，カオリン粘土，深草粘土，態(圧密途中であれば圧密度も考慮した)に対応すると考ベントナイト混合土(深草粘土：ベントナイト = 100：5)

えた．

の 4 種類の土試料を用いて実験を行っている．実験に使

予備圧密を終えた供試体を圧密リングから取り出し，試験装置の金属セル(φ = 8 cm)よりも 1～2 mm 程度小さ用した土試料の物性値は表-4.4 に示す通りである．
③に関しては，杭打設後の粘土の圧密の進行によってめに成形する．これにより，杭打設直後に鋼管杭と粘土周面摩擦が増加することはすでにネガティブフリクショ層の境界面に空隙が生じた状況を想定した．また，ンとして知られているところであるが，この周面摩擦力

case-5 は，供試体周面の空隙に加えて直径 4 mm の水みが杭と粘土界面の透水と直接の関係があるか検討したもちを供試体側面に意図的に設けた供試体を用いて実験をのである．

行ったものである．これは，杭打設時に杭周面の粘土に

b) 実験方法

水みちが生じた場合に，粘土層の圧密沈下によって水み図-4.11 に示す剛壁型透水試験装置は，圧密載荷装置

ちが閉塞するか否か，および水みちによる透水への影響を検討したものである．

にセットすることにより供試体を圧密することができ，その際に上下面の土圧計から供試体側面に働く摩擦力を

その後，本圧密過程として所定の鉛直荷重(本圧密応算定できるとともに，ビューレットにより水頭差を与え力 P)を載荷し供試体を圧密・変形させることにより，ることで供試体の透水性を測定できる．また，この透水原地盤と空隙閉塞の向きは異なるものの杭打設後の粘土試験装置では，透水試験時に排出側となる上部ペデスタ

地盤の圧密沈下による空隙の閉塞状況を模擬したものとルの中心から直径 6 cm より内側部分の透水量 qc と外側した．その際に，上下の土圧計により供試体上下面の土部分の透水量 qs が別々に計測できるようになっており，圧を測定し，その差を圧密時の供試体側面に働く摩擦力

その差から，後述の界面透水量係数を算出している．

とした．

なお，深草粘土および混合土については，qc と qs と
表-4.5
No.

実験内容

case-1case-2case-3case-4case-5case-F1
case-F2

case-M1

試料
海成粘土

先行圧密応力Ppre (kPa)
90
180

空隙あり

90

カオリン粘土空隙＋水みちcase-F3
case-F4

剛壁型透水試験における試験ケースと載荷段階

180
180
90
180

海成粘土

90

深草粘土
空隙あり

180
90

混合土

case-M2

180

－14－

載荷段階
本圧密応力 P (kPa)40, 90, 120, 150
180, 210, 240
40, 90, 120, 150, 180,
210, 240, 270, 330, 390
90, 180, 210, 240, 270, 330, 390
10, 40, 90, 180
90, 135, 180
90, 135, 180, 360
11.25, 22.5, 33.75, 45, 67.5,
90, 135, 180, 270, 360
11.25, 22.5, 45, 67.5,
90, 135, 180, 270, 360
11.25, 22.5, 33.75, 45,
67.5, 90, 135, 180
90, 180, 270, 360

本圧密応力による載荷を 24 時間実施した後，動水勾
配約 30 で変水位透水試験を行った．透水試験終了後に，

ks =

⎛h ⎞
as ⋅ Lln⎜⎜ 1 ⎟⎟As ⋅ (t 2 − t1 ) ⎝ h2 ⎠

(4.4)

as =

qs
a
qc + qs(4.5)

次の載荷段階へと移り，載荷と透水を最終載荷段階まで繰り返した．
なお，各載荷段階における透水試験終了の判断基準として，流入量と流出量がほぼ等しくなること(流量比ただし，kc：粘土自体の透水係数 (m/s)

0.75～1.25)，および透水係数の値が安定すること(25～
50%以内の変動)の 2 条件を満たすデータを 4 回以上取

ks：側壁漏れを含んだみかけの透水係数 (m/s)

得できることとした．

Ac：内側部分の供試体断面積 (m2)

試験ケースは表-4.5 に示す通りであり，本圧密過程

As：外側部分の供試体断面積 (m2)における各載荷段階は基本的に先行圧密応力 Ppre よりもa：ビューレットの断面積 (m2)小さい過圧密状態で試験を行った後に，予備圧密による

h1：計測開始時刻 t1 における水頭差 (m)

先行圧密応力 Ppre よりも大きい，すなわち正規圧密領域

h2：計測終了時刻 t2 における水頭差 (m)となる本圧密応力 P を載荷し，過圧密領域から正規圧
さらに，これらの実験では以下の(4.6)式を用いて界密領域に至る界面透水特性の試験を行った．

面透水量係数 KL(m2/s)を算出し，側壁漏れの指標とし

本圧密中に供試体側面に働く摩擦力は，供試体に働く鉛直方向の力のつりあい(図-4.12 参照)から (4.1) 式

た．

により算出した．

σ t ⋅ A + γ sat ⋅ L ⋅ A = σ b ⋅ A + F ⋅ L ⋅ U⎛ πD 2⎞
Qin = ⎜⎜
k c + πD ⋅ K L ⎟⎟ ⋅ i
⎝ 4
⎠

(4.1)

ただし，σt：供試体上面における全応力 (kPa)

ただし，Qin：流入量(m3/s)

A：供試体断面積 (m2)

D：供試体直径(m)γsat：供試体の飽和単位体積重量 (kN/m3)

kc：粘土自体の透水係数(m/s)

L：供試体高さ (m)i：動水勾配σb：供試体下面における全応力 (kPa)

KL：界面透水量係数(m2/s)(4.6)

F：側面摩擦力 (kPa)

すなわち，供試体に流入した流量 Qin は，「直径 D のU：供試体周長 (m)供試体からの透水量」と「金属セルと供試体界面からの透水量」の合計であるとして，界面透水量係数
KL(m2/s)を求めたものである．

図-4.11 に示した透水試験装置では，上部ペデスタルの直径 6 cm の内側部分の透水量 qc と外側部分の透水量c) 実験結果

qs を別々に計測することから，内側部分の透水量と外海成粘土・カオリン粘土における剛壁型透水試験に側部分の透水量の流出量比 qc/qs と流入貯留槽であるビより得られた粘土自体の透水係数 kc，および側壁漏れ

ュレットの断面積比 ac/as が等しいとして ac, as を求め，を含んだみかけの透水係数 ks と本圧密応力の関係を図-

この ac と as を用いて (4.2)～(4.5) 式により粘土自体の4.13 に示す．case-3，case-4，case-5 の初期段階におい透水係数 kc と側壁漏れを含んだみかけの透水係数 ks をては，得られた流量のほとんどが側壁漏れによるもの
であり，qc はほぼゼロであったことから，グラフには算出した．

側壁漏れを含んだみかけの透水係数 ks のみを表示した．

⎛h ⎞ac ⋅ Lkc =ln⎜⎜ 1 ⎟⎟Ac ⋅ (t 2 − t1 ) ⎝ h2 ⎠
ac =

qc
a
qc + q s

海成粘土(case-1，case-2，case-5)，カオリン粘土(case(4.2)

3，case-4)ともに先行圧密応力と等しい本圧密応力(P =Ppre)となる載荷段階で，外側部分のみかけの透水係数
ks は粘土自体の透水係数と同じオーダーとなっている(4.3)

ことから，正規圧密領域で空隙および水みちの大部分は閉塞していると考えられる．また，全ての載荷段階
において側壁漏れを含んだみかけの透水係数が粘土自体の透水係数よりも大きくなっていることがわかる(ks－15－

> kc)．粘土供試体中の透水が一次元と仮定すると，こ2Interface transmissivity (m /s)の ks と kc の差は金属セルと粘土界面からの透水の影響と考えられる．

1x10

-6

1x10

-7

1x10

-8

1x10

-9

1x10

-10

1x10

-11

1x10

-12

1x10

-13

case-1(Marine clay)
case-2(Marine clay)
case-5(Marine clay)
case-3(Kaolinite)case-4(Kaolinite)

0

100

200

300

400

Vertical stress (kPa)

図-4.14

海成粘土とカオリン粘土を用いた場合の界面
透水量係数 17)

図-4.12 供試体側面に働く力のつりあい 17)

得られた界面透水量係数から遮水性能を議論するに

Apparent hydraulic conductivity (m/s)

は，透水係数との比較が必要となるが，透水量係数と
1x10

-4

1x10

-5

1x10

-6

1x10

-7

1x10

-8

1x10

-9

1x10

-10

1x10

-11

透水係数は次元が異なるため直接比較できない．そこ
で，直径 D (m)の杭を打設したときの杭周面からの透水

case-1(Marine clay)
case-2(Marine clay)
case-5(Marine clay)
case-3(Kaolinite)case-4(Kaolinite)

量 QL ( = KL･πD･i)と，杭の体積分に透水係数 kc’の粘土が存在すると仮定したときの粘土を通過する透水量
Qc’( = kc’･πD2/4･i)が等しいと仮定すると，後者の仮想粘土の透水係数は kc’ = (4/D)･KL で表される．この kc’ (m/s)
は前者の杭周面を伝う透水量と等しい透水量を得る，

closed: k
open: k

0

100

200

300

杭と同体積の仮想粘土の透水係数であり，すなわち換s

算透水係数と考えることができる．

c

杭径 D = 0.5 m として，実験で得られた透水量係数の400値から換算透水係数 kc’を算出すると，海成粘土で 10-12

Vertical stress (kPa)m/s オーダー，カオリン粘土・深草粘土・混合土で10-10～10-11 m/s オーダーとなり，構造基準の 1×10-7 m/s

図-4.13 海成粘土とカオリン粘土を用いた場合のみかけと比べると非常に低い値であった 17)．

の透水係数 17)

このことから，換算透水係数で評価する限りは杭打
界面透水量係数と本圧密応力の関係を海成粘土・カ設による空隙閉塞後の透水の影響はほとんど問題にな

オリン粘土について図-4.14 に示した．空隙が閉塞すらないレベルであると言える．

る以前の過圧密領域では側壁漏れが生じ界面透水量係

海成粘土・カオリン粘土における側面摩擦力の最大数が高くなっているが，空隙閉塞とともに界面透水量値と本圧密応力の関係を図-4.15 に示した．海成粘土

係数が減少し,側壁漏れが抑制されていることがわかる．

に関しては各載荷段階で側面摩擦力は約 0 kPa となり

先行圧密応力の違いによる界面透水量係数の大きな計測できていないケースもみられたが(case-1, case-5)，

違いがみられないことから，杭打設前の粘土の圧密度

カオリン粘土に関しては鉛直応力の増加に対して側面の違いが界面透水に与える影響はほとんどないと考え

摩擦力が線形的に増加する傾向がみられた．

られる．水みちを作った case-5 に関して，界面透水量

また，case-3(Ppre = 90 kPa)と case-4(Ppre = 180 kPa)を

係数は各載荷段階において同じ海成粘土を用いた case-

比較すると，先行圧密応力に関係なく側面摩擦力の大

1, case-2(水みちなし)における値と大きな違いがみられ

きさはほぼ同じ値となっている．このことから，杭打ないため，空隙閉塞後は水みちによる透水への影響は

設前の粘土の圧密度の違いが周面摩擦に与える影響はほとんどないと考えられる．

ほとんどないと考えられる．

－16－

80

密状態あるいは弱い過圧密状態)であれば，粘土と側壁との空隙が閉塞し，閉塞後の境界面の透水性は非常に低Side friction (kPa)60

くなることが確認された．なお，粘土と側壁との境界面
40の透水性は，圧密状態(過圧密,正規圧密)による影響が大20

きく，杭打設前の圧密度の違いが透水に与える影響はほ
とんどないと考えられる．

0case-1(Marine clay)
case-2(Marine clay)
case-5(Marine clay)
case-3(Kaolinite)case-4(Kaolinite)

-20
-40

0

100

200

300

(2) 粘性土地盤と杭の境界面における透水特性 18～20)a) 実験概要
1) 実験装置

400

Vertical stress (kPa)

図-4.15

図-4.17 に試験装置の概要を示す．基本的には，圧密

海成粘土とカオリン粘土を用いた場合の側面リングを用いた透水試験装置であるが，供試体の中央部

摩擦力 17)分に杭を設置し，杭周辺と外側部分とで別々に透水量を測定することで，杭周辺の透水性について測定しようとするものである．この装置では，流量測定用ビューレッ
トを 4 本用意し，それぞれ杭周側と外側の流入量と流出-92Interface transmissivity (m /s)

1x10

-10

1x10

Marine clay
Kaolinite
Fukakusa clay
Mixed clay

量を別々に量ることができるようになっている．また，流入用のビューレットは圧力を作用させることができ，圧力を作用させることで数種の動水勾配下で透水試験を行うことができる．この透水試験において，水は流入用

-11

1x10

ビューレット→キャップ→供試体→ペデスタル→流出用
ビューレットの順に流れる．供試体に流入・流出した水

-12

1x10

量はビューレットの目盛によって計測される．
用いた供試体の鉛直断面のイメージを図-4.18 に示す．

-13

1x10
-11
1x10

-10

1x10

-9

1x10

1x10

-8

また，写真-4.3 に用いたキャップとペデスタルの例を

-7

1x10

Hydraulic conductivity (m/s)

示す．ここでは，直径 10cm 高さ 4.5cm の圧密リングに

図-4.16 界面透水量係数と粘土自体の透水係数の関係

17)

高さ 3.5cm の供試体を用意し，あらかじめ圧密した後,
供試体中央部にステンレス製の模型杭を挿入し透水試験

海成粘土・カオリン粘土・深草粘土・混合土におけをしようとするものである．このため，キャップおよびる界面透水量係数と粘土自体の透水係数の関係を図-

ペデスタルにはポーラスストーンが取り付けられている．

4.16 に示す．この図から，界面透水量係数 KL は粘土自この際，杭周の透水量と外側透水量とが別々に量れるよ

体の透水係数 kc の低下に伴って線形的に低下している

うに，キャップおよびペデスタルのポーラスストーンはことがわかる．この関係をグラフ上の直線式として表2 つの部分に分離されており，その間は 2.5mm の幅のすと (4.7) 式が得られる．

境界リングを設けている．内側は供試体の杭周辺部の領域(杭周)に透水させ，外側は供試体の杭周面部の領域よKL = 7.38 x 10-2

kc1.125(4.7)

り外側の領域(外側)に透水させることができる．キャップおよびペデスタルの杭周と外側のポーラスストーン断

すなわち，杭と粘土界面の透水性は粘土自体の透水面は使用する杭によって異なったものを使うように 3 組

係数 kc に依存しており，粘土の透水性が低いほど界面ずつ用意した．ペデスタルの杭周側(内側)のポーラススの透水性は低くなると考えられる．これは，粘土がよ

トーンの断面積は，使用する模型杭の断面積の約 3 倍とり密になり間隙の体積が小さい状態になると，杭と粘なっている．すなわち杭周のポーラスストーンの外径は，土界面の間隙の体積も小さくなるためであると考えら

杭径 10.0，20.0，30.0mm に対しそれぞれ 18.0mm，れる．

34.0mm，52.0mm としてある．

以上をまとめると，粘土と側壁に空隙が生じても，杭周側のポーラスストーンの断面積の決定は次のよう

粘土と側壁に側面摩擦力が作用するような状態(正規圧

な理由による．すなわち，杭周辺の地盤は，杭の設置に－17－

よって多少の乱れを生じる可能性があり，また，杭と粘土の接触面近傍は他の部分と極端に透水性が異なる可能性がある．この実験では，特に，杭と粘土の接触面での透水性に関心を払っている．そのため，本来であれば，杭周側の透水量は，杭周面に近いところだけについて測定したいところであるが，杭周面の収水面積が極端に狭
いと透水量が極端に少なくなり，精度に問題がでることが考えられたため，透水量の測定精度を考えて杭周側のポーラスストーンの断面積を決定した．
なお，キャップは杭設置前の圧密時と杭設置後とで異なるものを用いている(写真-4.3)．すなわち，圧密時には，キャップの下面が供試体に全面的に接触するように

図-4.18 透水試験の断面してある．杭設置後は，杭が供試体から突き出すように設置されるため，杭設置後に用いるキャップの杭周側ポーラスストーンとしてドーナツ型のものを用いている．
この場合のポーラスストーンの外径はペデスタルと同径であり，内径は杭径よりそれぞれ 1mm 大きく作られている．キャップの直径は 10cm である．ただし，外周に厚さ 2.5mm の金属(外周リング)と O-リングがあるため，外側のポーラスストーンの外径は 95mm となっている．
またペデスタルの外周リングの内径は，95mm となって
おり，ペデスタル側の外側ポーラスストーンの外径は95mm である．
この種のリングを用いた実験では，外周リングからの透水対策が重要である．そのため，ペデスタルには，図

写真-4.3 キャップとペデスタル-4.18 に示す位置に O-リングを，キャップには，写真4.3 に示すように側面に O-リングをつけてある．
圧密透水試験容器をセットした状態を写真-4.4 に示す．圧密透水試験容器は上からキャップ，圧密透水リン
グ，ペデスタルで構成されている．供試体は圧密透水リ
ング内にセットされる．

写真-4.4 圧密透水試験容器
2) 実験方法
供 試体に使 用し た試料は 川崎 粘土 (ρs=2.706g/cm3 ，
wL=58%,wP=27%)である．
含水比 100%のスラリー状にした川崎粘土を十分攪

図-4.17 圧密透水試験概要

拌・脱気した後，内径 20cm の両面排水の予備圧密槽に－18－投入し，49kPa の圧密圧力のもとで予備圧密した．

表-4.7 実験条件(杭設置後)

予備圧密完了後の試料を内径 10cm の圧密透水リング
圧密透水試験装置内に設置した．その後，この供試体に

杭径
載荷圧力
φ
(kPa)
(mm)

対して 100kPa の載荷圧力で圧密を行った．ここでの圧10にトリミングしながら挿入し，高さ 3.5cm に整形した後，密完了は log t 法の 4T によって管理した．
杭設置前の粘土の透水性を調べる試験は次の要領で行20った．100kPa の圧密圧力で圧密し，圧密終了後，圧密
圧力を 100kPa に維持して杭未設置の状態で供試体上面につながるビューレットに所定の圧力を加えることによ30って所定の動水勾配を作用させて透水試験を行った．その後，圧密圧力を 50kPa もしくは 400kPa に変えて再度圧密を行い，それぞれの圧密圧力下で所定の動水勾配を作用させて透水試験を行った．

19.0

杭設置後の透水性を調べる実験は次のようにして行った．所定の圧力での圧密終了後，供試体に作用している

動水勾配 i

50
400
50
100
400
50
100
400

104
190,371, 552,773, 1095
40,104
41,106,172,270
45,122, 189, 298, 369, 728,
40,105
41,107,172
36, 119, 192, 374

10
20
50
100
300
400

(水頭 27cm)(水頭 27cm)(水頭 27cm)
40,104,168
113,182,286
115,186,292

圧密圧力を徐荷し，圧密透水試験容器を解体し,キャップをはずした上で，圧密リング上に削孔用モールドをセ設置後の透水性を調べる実験の条件を示している．以ットした．この削孔用モールドを用いて供試体中央部に降，杭設置前の粘土の透水性を調べる実験を｢杭設置使用する杭径と同等(または実験の条件によってはそれ前｣と呼び，杭設置後の透水性を調べる実験を｢杭設置以上)の径で押し抜くことで削孔した．この孔に模型杭後｣と呼ぶ．

を挿入し，圧密圧力を 50kPa，100kPa，400kPa の各圧密「杭設置前」では，粘性土地盤の透水性を把握すると圧力の各段階で圧密した後,供試体上端に所定の動水勾ともに，杭周側と外側とでの透過する水の分離状態，外配(水圧)を作用させて透水試験を行った．

周リング面での透水性の確認，過圧密であることがこの以上の透水実験では，水は供試体の上から下へと流実験に及ぼす影響について調べた．この実験では，動水した．

勾配をほぼ 100 に固定し，圧密圧力を 50～400kPa に変3) 実験条件

えた．

実験条件を表-4.6，表-4.7 に示す．表-4.6 は杭設置

「杭設置後」は，杭設置後における周辺地盤の透水性

前の粘土の透水性を調べる実験の条件を，表-4.7 は杭の変化を調べることを目的としたもので，主として，過表-4.6 実験条件(杭設置前)

圧密であることの影響，動水勾配の影響，杭の周りに生

境界リ
ングの 載荷圧力 間隙比
外径

じる空隙の影響について調べた．このシリーズの実験の直径

パラメータは，模型杭直径，載荷圧力，動水勾配，杭径(cm)と削孔径の関係である．

50

1.263

96

4.64×10-8

2.38

100

1.233

98

4.36×10-8

2.29

えているため，杭と地盤との間に空隙が生じることは無

118

-8

2.28

いと考えているが，施工に伴う不具合の極端な例として，

-8

3.84

杭と地盤との間に空隙が生じるケースについても検討し

-8

(注 1)

50

5.70

kc(cm/s)

等価杭周側

e

400
3.90

勾配

平均透水係数

(kPa)

(cm)
2.30

動水

1.019
1.057

i

111

1.75×10
2.23×10

この実験では，杭は地盤に打込むことを前提として考

100

1.211

103

4.35×10

3.82

た．すなわち，杭径 10.0mm，20.0mm，30.0mm のケー

400

0.993

115

1.98×10-8

3.99

スでは削孔径は杭径と等しくしてあるが，杭径 19.0mm

50

1.188

95

5.29×10-8

5.65

100

1.179

95

5.31×10-8

5.59

1.116

96

4.59×10-8

5.77

0.963

115

1.95×10-8

5.78

400

の場合には，削孔径を 20.0mm として，わざと杭と地盤の間に空隙を生じさせた．また，杭径 19.0mm のケースについては過圧密状態から正規圧密状態に至る過程で空隙が閉塞していくと考えられるが，その間の透水性の変(注 1)このケースでは 400kPa 圧密透水後に 50kPa で圧密透水した化を詳細に検討するため，圧密圧力よりも小さな載荷圧－19－力下での透水実験も行った．

圧密リングと供試体の境界における透水性が他の部分にb) 実験結果と考察比較して大きくなってはいないことを推測させるもので

1) 杭設置前の透水性ある．すなわち，もし，圧密リングと供試体の境界の透図-4.19 に圧密圧力 100kPa，境界リングの外径が水性が他の部分より高ければ,杭周側の等価通過断面積

5.70cm のときの杭周側と外側の流入量と流出量の時間は境界リングの内側にあるとする結果となるはずである

変化の関係を示す.この実験で用いた動水勾配は 96 であからである．

る．図よりわかるように，それぞれの流出量と流入量は

このシリーズにおいて求められた透水係数と間隙比のほとんど等しく，どちらも経過時間に比例して増加して関係を図-4.20 に示す．図中に示す数字は圧密圧力であいる．ここでは，流入量と流出量の平均が供試体内を通り，圧密圧力が 50kPa のものはすべて過圧密状態での試

過した水の量として取り扱うことにする．

験となっている(表-4.6 参照)．多少のばらつきはあるが，ここに示される傾向は過去に標準圧密試験の結果から求められた関係 20)とほぼ同程度である．また，この傾向

4030
透水量 (cm3)には過圧密の影響がないこともわかった．

杭周側-流入外側-流入
杭周側-流出
外側-流出

35

25

なお，この実験のシリーズでは動水勾配がいずれも100 近くと高く設定しているが,過去の実験結果では,この程度の動水勾配では測定される透水係数に変化が無い

境界リング外径 5.7cm
σv'=100 kPa
OCR=1
i0=96

20
15

ことを確認している 20)．

10-6

10
5
0

500

1000

1500

透水係数 k(cm/s)

0
2000

時間 (min)

図-4.19 流入出量の時刻歴変化(杭設置前)
はじめに，用いた粘土の透水性を把握した．この実験

10-7

10-8
50kPa
100kPa
400kPa装置では，供試体の両端面の一部が境界リングと外周リングによって閉塞されているが，そのことを無視して，

10-9
0.6

全断面に渡って均等に水が流れているものとしてすべての実験ケースについて透水係数を求めると，表-4.6 に

0.8

1

1.2

1.4

1.6

間隙比 e

示す平均透水係数 kc のとおりとなった．

図-4.20 杭設置前の場合の間隙比と透水係数の関係「杭設置前」の透水試験では，圧密リングと供試体の間に界面があり，その周辺だけが他の部分と異なる透水

2) 杭設置後の透水係数係数となっていることが懸念される．そこで，まず，杭周側(内側)のビューレットで量った透水量が供試体内の「杭設置前」では，杭周側と外側のビューレットで測どの部分を通過した透水量であるかを推定するために，定される透水量の境界を境界リングのほぼ外径側である全体の透水量から求めた透水係数と一致する透水係数がとすると適切であることを述べた．以降，杭周側と外側得られるように杭周側の通過断面積を求め，その結果かの境界を境界リングの外側にあるものと仮定して求めたら等価杭周側直径を求めた結果を表-4.6 に示した．こ

透水係数を示すことにする．

れらの結果をみると，多少ばらつきがあり，中には境界i) 圧密圧力と杭周側の透水係数の関係

リングの外側に等価直径があるとすることになってしま

図-4.21 から図-4.23 に各杭径の場合の杭周側と外側

うものもあるが，杭周側のビューレットで量られた透水の透水係数の比と圧密圧力の関係を示す．ただし各図の量は，概ね境界リングの外径側までの供試体を通過した

横軸は圧密圧力の代わりに過圧密比で示している．これものであるらしいことが推測される．また，このことは，らの実験ではすべて 100kPa で圧密した後上載圧を開放－20－し,杭径と同じ径の穴を開けたところに杭を挿入して，1.2
透水係数比(=杭周側/外側)

再度図中に示すそれぞれの圧力で圧密して透水したものである．従って,圧密圧力 50kPa は過圧密状態での試験である．圧密圧力 100kPa では，先行圧密圧力と同じ鉛
直圧で圧密されており,杭挿入時の乱れが残っている可能性のある状態である．圧密圧力 400kPa では，杭挿入時に生じた可能性のある乱れも消えているものと考えられる．
いずれの杭径においても，過圧密状態のほうが正規圧密の状態よりも透水係数比が大きく，相対的に杭周側のσv'=50kPa
σv'=400kPa
平均値

1

杭径10mm0.8
0.6
初期動水勾配 i 0=104～10950.4

透水係数が大きめになる傾向を示している．また，過圧0密状態では，杭径が 20mm と 30mm の場合には杭周側

0.5

1

1.5

2

2.5

過圧密比

の透水係数が外側の透水係数よりやや大きいという傾向を示している．しかし，圧密圧力が 100kPa と 400kPa の

図-4.21 透水係数比(杭設置後：杭径 10mm)

ケースでは杭周側の透水係数が外側の透水係数に比べて特別に大きくなるという傾向にはないことが分かる．
ii) 動水勾配と杭周辺の透水係数

透水係数比(=杭周側/外側)

1.4

図-4.24 に径 20mm，載荷圧力 400kPa における杭周側の透水係数の時刻歴変化を示す．また，図-4.25 には同じ条件の実験の外側の透水係数の変化を示した．これ
らの結果では，動水勾配の大きさによらず杭周側と外側の透水係数はほぼ同じであり，また，時間が経過しても一定の値となっている．
非常に高い動水勾配で通水させようとすると供試体内のどこかに水みちが発生するおそれがある．動水勾配のσv'=50kPa
σv'=100kPa
σv'=400kPa
平均値

1.2

杭径20mm10.8
初期動水勾配 i 0=40～728

0.6大きいケースでは特に杭周と供試体の境界面に水みちが0発生するのではないかと懸念された．これは境界面が一

0.5

1

1.5

2

2.5

過圧密比

種の弱面となる可能性があり，仮に弱面であれば，最初

図-4.22 透水係数比(杭設置後：杭径 20mm)に一種のハイドロリックフラクチャリングが発生する可能性があるからである．結果的には，杭面はそのような弱面ではなく，水みちが発生するような現象は起きなかった．

1.4
透水係数比(=杭周側/外側)iii) 杭周辺の空隙の影響
この実験では，初めに粘土供試体を 100kPa で一次元圧密した後に，圧力を開放して，供試体中心部を径20mm で削孔し，径 19mm の杭を挿入した．その後，圧密圧力を 10～400kPa の所定の圧力で再度圧密をしてから透水試験をした．
圧密圧力 50kPa(OCR=2.0，動水勾配 i0=約 9)までの実
験では，杭周側で著しく透水量が多かった．このとき供試体部分の水頭損失はほとんどない状態であった．すな
わち，ここでは，杭周に空隙が生じていたために大量のσv'=50kPa
σv'=100kPa
σv'=400kPa
平均値

1.2
1
0.8

初期動水勾配 i 0=36～374

0.60

水が流れたものと思われる．このように，20mm の削孔

杭径30mm

0.5

1

1.5

2

2.5

過圧密比

径に径 19mm の杭を挿入した場合，過圧密状態では杭図-4.23 透水係数比(杭設置後：杭径 30mm)と供試体の境界面に空隙(水みち)が存在していることが－21－

わかった．
次に正規圧密領域(100～400kPa)での透水係数の変化について検討する．
図-4.26 に正規圧密状態での杭周側と外側の透水係数と圧密圧力の関係を示す．ここで用いた圧密圧力は 100，
300，400kPa である．杭周側と外側の透水係数を比較す
ると，載荷圧力が 300，400kPa では杭周側と外側の透水係数はほぼ一致しているのに対し，100kPa ではやや杭周側の透水係数が外側の透水係数に比べて大きくなっている．このことから，20mm の削孔径に径 19mm の杭を挿入した場合，供試体に作用させる載荷圧力が初期圧密圧力に戻っただけでは，杭と供試体が完全に密着していないものと推察される．
図-4.24 杭周側の透水係数の時刻歴変化(杭径 20mm)

図-4.27 界面透水係数の概念図
杭周側の透水係数が大きい時には，杭周面付近の透水図-4.25 外側の透水係数の時刻歴変化(杭径 20mm)

量が著しく多くなっていると考えられる．すなわち，このような場合には，杭周側では，杭の近傍とそれ以外のところとでは明らかに透水特性が異なっている．つまり，

10-6

図-4.26 の杭周側は見かけの透水係数 kp(=4(Qc+QL)/((R2-透水係数 (cm/s)

杭径19mmD2)πi)を示していることになる(図-4.27 参照)．そこで，

杭周側
外側

このような場合の見掛けの透水係数の変化と杭周辺の透-710

水性の変化について考察するため，4.2(1)に示した，界面透水量係数 KL を導入する．界面透水量係数は，界面の厚みを厳密に特定することができないため，単位長さあたりの透水量に関する指標として次のように定義した

10-8

ものである．

QL = K LπDi
ここに，

10-9
0

100

200

300

400

500

QL：界面での単位時間当たりの透水量

圧密圧力 (kPa)

πD：界面の流れと直行する面での周長i：平均的な動水勾配

図-4.26 載荷圧力と透水係数(杭径 19mm，OCR1.0)

－22－

(4.8)

である(図-4.27 参照)．

ように考えると，杭部分と杭周の見かけの透水係数

今回測定している杭周側の透水係数 kp は，界面透水

kpile(=4QL/(D2 π i)) は ， 透 水 量 係 数 KL を 用 い て ，kpile=(4/D)KL とあらわせられることから，KL/kc＝0.67 の係数の概念を導入すると次式のように表せられる．

時に，kpile=(2.68/D)kc となる．この場合，D が 2.68cm 以

kp = KL

4D+ kc(R − D2 )上であれば，kpile が kc を下回ることとなる．

(4.9)

2

つまり，杭周辺の空隙は，OCR が 1 程度であれば，

ここに，

かなり塞がっており，また，実験データはないが，およ

D：杭の外径そ 200kPa あたり，すなわち先行圧密圧力の 2 倍程度のR：平均として考えている杭周側の外周面の杭の外圧力で KL/kc はほとんど 0 となるものと思われ，このよ

径からの長さ2

うな状態であれば，杭周辺での透水性の増加はほとんど

2

kc＝4Qc/((R -D )πi)

生じないと考えられる．

である．なお，ここでは，D=1.9cm，R=3.9cm である．

3) 実物への展開

図-4.28 には図-4.26 に示した杭周側と外側の透水係

上記を拡張し，杭を含む直径 R 全体の透水量は次式

数の比をとり，これと圧密圧力の関係を示した．このとのように表せる．

き，外側の透水係数は k c であると考えてよいであろう．
すなわち，図-4.28 の縦軸は kp と k c の比であると考え

Q = k ' '⋅i ⋅ A0 = k ' '⋅i ⋅ πR 2 / 4

ることが出来る．
そこで，(4.9)式を kp と k c の比で示すと次式となる．

(4.11)

ここで，k'':杭を含む全体領域の透水係数(cm/s)
A0:想定領域 R の面積(cm2)

kp

K
4D
= L 2
+1
kc
kc ( R − D 2 )(4.10)

この Q と杭周辺の透水性の変化を考慮した Q とを同値であるとして整理すると次式となる

図-4.28 から，圧密圧力が 100kPa の場合は，KL/kc＝⎞ R2 − D2
k '' ⎛
k4D⎟⋅= ⎜⎜1 + L ⋅ 2
2 ⎟kc ⎝kc ( R − D ) ⎠R2

0.67，それ以外は KL/kc≒0 であった．

(4.12)

1.6以上の実験結果をもとに，透水量の増加量を考えてみ
透水係数の比(杭周側/外側)

1.5

る．

1.4

2)iii)で示した，杭周辺に空隙が生じるような可能性は1.3

極めて低いのでここでは検討する余地はないと考えられる．そこで，図-4.23 に示した実験結果から，OCR が 21.2程度あったとして，KL/k はたかだか 0.2 であるとする．
また，ここでは，界面透水係数の影響を定量化するため

1.1に，杭の周辺の 10cm 付近の見かけの透水係数の変化量1を求める．その場合，(4.12)式は，
0.9⎞ 20 D + 100
k'' ⎛ kL4⎟⋅
= ⎜⎜1 +⋅k ⎝k (20 + 100 / D) ⎟⎠ ( D + 10) 2

0.8
0

100

200

300

400

圧密圧力 (kPa)

図-4.28 載荷圧力と透水係数比(杭径 19mm，OCR1.0)(4.13)となる．
この結果，想定範囲全体の見かけの透水係数比は 0.18

しかし，(4.10)式は，KL/kc がわずかであれ，存在するとなり，一般部の 2 割程度の水しか流れないことになる．

となれば，杭周辺では，透水性が高くなっていることを

なお，この場合，KL が kc の 24 倍となると一般部と同じ意味している．しかし，この場合であっても，4.2(1)のだけ水が流れるようになる．

－23－c) まとめの一次圧密が終了した後に，動水勾配 i=2.6~7.0 の範囲

杭と地盤の境界の透水性について検討するため，杭がで変化させて定水位透水試験を実施した．

挿入された地盤をモデル化した要素に対する室内透水実

uB.P

験を行った．実験では杭径，動水勾配，載荷圧力および杭の設置方法(杭径と杭打設用の孔径)をパラメータとし，

マリオット管

載荷板

P

給水槽

圧密容器
ステンレス円筒

杭界面での透水性の変化について検討した．
実験の結果では，杭打設時に杭と地盤の間に空隙がでHきないように施工した場合でも，先行圧密圧力よりも上載荷重が小さいような環境では，杭境界面での透水性がアクリル円筒粘土

uB.P
h

多少上昇する傾向が見られた．しかしそれはわずかであuB.P

準備用溢流槽

ポーラスストーン

計測容器

り，ほとんど問題とならない変化である．さらに，同じ

シャーレ

施工で正規圧密状態であれば，杭境界面での透水係数の上昇はほとんど見られない．

電子天秤

杭界面に明らかに空隙が生じるような施工が実施され
図-4.29 実験装置概要図

た場合で，明らかに空隙が存在すると考えられる場合には，相当量の通水が杭境界面で生じる．しかし，施工時

表-4.8 原料土の特性に生じた空隙が完全に閉塞する状況となれば，界面での透水性の増加はほとんどないことがわかった．過圧密状

土粒子密度ρ s (g/cm )2.59

態で杭周辺に空隙を生じさせたとしても，正規圧密領域

原料土の初期含水比w (%)

122.1

3

まで荷重を載荷すれば，杭周辺の空隙はほとんど閉塞し，問題にならない程度の透水量の増加しかもたらさない．

粒度組成

なお，(1)，(2)については，実験条件，内容は類似しており，ほぼ同様の実験結果(過圧密状態では杭(側壁)と粘土の空隙は残るが，正規圧密状態では空隙は閉塞し，ｺﾝｼｽﾃﾝｼｰ

境界部の透水性は非常に低くなるという結果)が得られている．
(3) 鋼材の粗度の違いが境界面での透水特性に及ぼす
影響

砂(%)

7.5

シルト(%)

41.2

粘土(%)

51.3

W L (%)

111.6

W P (%)

45.4

IP

66.2

表-4.9 実験ケース

21,22)i

ケース d g (μm) p (kPa)a) 実験方法
実験装置の概要図を図-4.29 に示す．この実験では，

1

0

2

153

3

513

給水槽から計測容器までの管路と圧密容器は，背圧 uB.P
をかけて試料を飽和させた．給水槽の水位が変動しても飽和容器中のシャーレの上面との水位差 h が一定となる
ようにマリオット管を設けた．圧密圧力 P は周面に O
リングを設けた載荷板を介して空圧で載荷する．圧密容

e

20

2.6

3.6

6.6

2.41

40

2.9

3.9

6.9

1.92

20

2.8

3.8

6.8

2.39

40

3.0

4.0

7.0

2.02

20

2.7

3.7

6.7

2.31

40

3.0

4.0

7.0

1.92

器の構造は上部がステンレス，下部はアクリルである．
ここでは，下部のアクリル円筒(内径 200mm)に，径 dgc) 実験結果の異なるガラスビース(径 dg=153，513μm)を貼り付けてダルシー則に従って求めた平均的な透水係数 k とガラ
スビーズ径 dg との関係を図-4.30 に示す．平均的な透水

アクリル円筒の粗度を変えて実験を行った．
b) 実験条件

係数 k はガラスビーズの径 dg が大きくなると高くなる実験に使用した試料の物性と実験ケースは表-4.8，表傾向があり，境界面が粗くなると水が流れやすくなることが確認された．

-4.9 のとおりである．実験装置の管路を飽和させた後，試料の初期高さ H0 が 90mm となるように含水比 120%に調整した試料を投入した．圧密圧力 p=20，40kPa で－24－

性が粘土自体の透水性に比較してどの程度大きくなるのかは明らかでない．しかし，図-4.33 より，ダルシー則が成立すると仮定した境界部では，粘土自体(非影響部)
よりも透水性が高いことが分かる．

3

間隙比 e

2.5

2

図-4.30 ガラスビーズ径と平均透水係数との関係

1.5

図-4.31 に示すように，境界面に沿って粗度の影響を

1
1.0E-10

受ける幅 t の境界部(透水係数 kt)と影響を受けない非影響部(透水係数 kc)からなる二層モデルを仮定した．両層

e=19.90+1.898logk

1.0E-09
透水係数 logk(m/s)

1.0E-08

図-4.32 原料土の標準圧密試験結果(e-logk)の透水則としてダルシー則を仮定し，連続の式を連立させることにより，次式が得られる．

1.0E+03d g =153μm(k / k c )( D / 2) 2 − ( D / 2 − t ) 2( D / 2) 2 − ( D / 2 − t ) 2(4.14)

1.0E+02d g =153μm

kt/kc

kt / k c =

20kPa
40kPa

1.0E+01
非影響部

d g =0μm

影響部（幅t）

kt

1.0E+00
0.1
境界面

1

10
影響部 t(mm)100

図-4.33 kt/kc と t との関係
kc

(4) 地盤と杭等の境界面における透水特性に関する結
D/2-t

論

D/2

(1)，(2)の研究成果より，地盤と杭等の境界面におけ

図-4.31 ダルシー則を仮定した二層モデル

る透水特性について，以下の結論が得られた．
・杭打設時に杭と粘土の間に空隙ができないよう施工

上式に D=200mm と図-4.32 に示す e-logk 関係より推した場合でも，粘土が過圧密状態であれば，杭境界定される非影響部の kc と図-4.30 に示す平均的な透水係面での透水性が多少上昇するが，それはわずかであ数 k を代入して，境界部の透水係数 kt と非影響部の透水り，ほとんど問題にならない．また正規圧密状態で係数 kc との比 kt/kc と境界部の幅 t の関係を求め図-4.33

あれば，杭境界面での透水係数上昇はほとんどない．

に示す．t が小さいと kt/kc の値が非常に大きい．また，・粘土と杭に空隙が生じるような施工を行った場合に

t=D/2=100mm のとき，すなわち容器全体が境界部と仮は，相当量の通水が杭境界面で生じるが，粘土と杭定したとき，kt/kc の値は k/kc となり，透水試験から得らに側面摩擦力が作用するような状態(正規圧密状態)，

れた平均的な透水係数 k は圧密試験から推定された kcまで載荷すれば，粘土と杭との空隙はほとんど閉塞に比べて，ガラスビーズを貼り付けないケース

し，閉塞後の境界面の透水性は非常に低くなる．

(dg=0mm)においても 2～3 倍大きい．本実験では，影響・粘土と杭との境界面における透水性は，圧密状態部の幅 t の大きさを把握していないため，境界部の透水(過圧密，正規圧密)による影響が大きく，杭打設前－25－

の圧密度の違いが透水に与える影響はほとんどない．
また(3)の研究成果より，杭の粗度が大きくなるほど，杭と粘土との境界面の透水係数が大きくなり，境界面では粘土自体より透水性が高くなることが確認された．
なお (3)の研究結果で，境界面の粗度が大きいほど透水係数が大きくなることが確認されているが，実際に打設する杭の粗度等を考慮すると，(1)，(2)の研究結果のように，杭と粘土との境界部からの透水量は極めて少な
く，周辺環境への影響はほとんどないものと考えられる．
4.3 保有水の移流拡散による遮水層への影響深度
杭打設後に生じる問題に関する研究のうち，保有水の移流拡散による遮水層への影響深度に着目した研究を実施した 23～26)．

図-4.34 実験装置概要図(小規模実験)(1) 実験概要

地盤中に杭が存在することによる遮水基盤へ与える影
響(遮水層への影響深度)について，保有水の移流拡散現象に着目して実験的(小規模・中規模実験)に検討した．
a) モデル地盤，トレーサーの選定

試料は山口県徳山下松港沖から採取した沖積粘性土を使用した．供試体の作成に当たっては，粘土に海水を加えて液性限界の約 2 倍の含水比(200%)で練り返し，脱気したものを利用した．
また，保有水の移動状況を把握するために用いるトレーサーとして，粘土粒子への吸着や微生物分解が無く，
安 定 し た 陰 イ オ ン で あ る 臭 化 物 イ オ ン (Br- ， 濃 度
5000mg/l)を使用した．

図-4.35 実験装置概要図(中規模実験)

粘土およびトレーサーの諸元を表-4.10 に示す．
b) 実験方法

1) 小規模実験

図-4.34 に示すカラム(内径 15cm，高さ 34.3cm)にス

小規模実験の概要図を図-4.34 に，中規模実験の概要

ラリーを投入し，一次元的に予圧密(圧密圧力 50kPa と図を図-4.35 に示す．

120kPa)を行って試料を作成した．その後，アルミニウ

実験方法は以下のとおりである．

ム製の杭(φ10mm)を試料中央部に圧入し，実験ケースに応じて強制的に杭頭変位(杭頭の位置で 1mm,3mm の表-4.10 粘土・トレーサーの諸元水平変位)を与えた．

○粘土試料
土粒子密度 2.773 g/cm3 塑性限界 47.9%
液性限界
塑性指数
95.9%
48.0
-7
50kPa ：1.0～2.0×10 （cm/s）
透水係数-7120ｋＰa：0.6～0.7×10 （cm/s）

その後，再び圧密圧力作用下で，カラム上部のポーラ
スストーン内にポンプで定常的にトレーサーを 9 日間循環させた．循環に際しては，上部トレーサー供給タンクと下部排水ビンに水頭差(動水勾配 i＝170/10=17)を与え○トレーサー
使用ﾄﾚｰｻｰ

粘土粒子への吸着が無く安定した陰イオンである臭化物イオン(Br-)

濃度5000mg/lて行った．
循環実験の実験中(9 日間)は，上部トレーサー供給タ
ンク内の臭化物イオン濃度，及び下部排水ビンへの排水量を測定した．
循環実験終了後，図-4.36 に示すように，杭周辺部－26－

(杭周辺の 5mm 厚)及びカラム端部(カラム側面から4.12 に示す．

2.5cm 内側)から深度方向に 1cm ずつ試料を採取し，臭循環実験は 167 日行い，循環実験中は，粘土上部にポ化物イオン濃度，粘土試料の含水比(間隙比)を測定し，ンプで定常的にトレーサーを循環させ，カラム下部の排粘土中の臭化物イオン濃度の深度分布を求めることによ

水量を 2 日毎に測定した．

り，杭打設による粘土中への保有水拡散状況(影響深度)

循環実験終了後，杭周辺部及びカラム端部から深度方向に 2cm ずつ試料を採取し，臭化物イオン濃度，粘土を確認した．
実験条件，実験ケースを表-4.11 に示す．

試料の含水比(間隙比)を測定し，粘土中の臭化物イオン
濃度の深度分布を求めることにより，杭打設による粘土

カラム端部

カラム内径 15cm

2.5cm

中への保有水拡散状況(影響深度)を確認した．
なお中規模実験では，除荷した状態で(粘性土層が過圧密の状態で)実験を実施した．

5mm(2) 実験結果

模型杭（φ10mm）

杭周辺部a) 小規模実験について
1) 移流拡散への影響
図-4.37 に，杭打設 9 日後の粘土中の深度別トレーサ
ー相対濃度(上部供給トレーサー濃度を 1 とした時の濃図-4.36 試料採取位置(小規模実験)

度：C/C0)について，杭周辺とカラム端部との差を示す．

表-4.11 実験条件(小規模実験)

相対濃度差が小さいほど杭打設による影響が小さいこと

ｱﾙﾐ杭φ1cm 粘土直径
15cm
粘土厚 圧密前：23cm（含水比：200％）
圧密後：約10cm（含水比：65,80％）
約1.7ｍ（動水勾配：17）
水頭差を意味する．なお，杭打設 9 日後のトレーサー相対濃度模型杭の深度分布は，図-4.39 と同じようなグラフ形状を示し(表層部は相対濃度がほぼ 1 であり，深部になるにつれ相対濃度が減少し，粘土底部では相対濃度がほぼ 0 とな

杭打設後9日間

実験期間
実験ｹｰｽ

1

圧密荷重

50kPa
有
有

杭の有無

2

3

る)，杭周辺とカラム端部との濃度差が明確に確認でき

4

る循環時間として 9 日間を設定している．

120kPa有有

杭頭変位 3mm 0mm 3mm 1mm

ﾄﾚｰｻｰ相対濃度の差（杭周辺-端部）-0.05 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20
0模型杭鋼管杭φ5cm

モデル地盤直径

50cm

モデル地盤厚
動水勾配
杭頭水平変位

粘土表面からの深度（cm）

表-4.12 実験条件(中規模実験)

圧密前：80cm（含水比：150％）
圧密後：50cm（含水比：約80％）
約1.3（＝67cm／50cm）
77日後

0.25cm

104日後

1.0cm

167日後

実験終了

2
4
6
8
10
12
ケース1：杭有，変位3mm

142) 中規模実験
図-4.35 に示すカラムに粘土を投入し，一次元的に予ケース2：杭有，変位無

図-4.37 粘土中のトレーサー相対濃度差深度分布

圧密(圧密応力 50kPa)を行ってモデル地盤を作成した．

(小規模実験：実験 9 日後)

なお，粘土の上部，下部には透水層として砂を敷設した．
その後，モデル地盤中央に杭を打設し，実験期間中に粘土表層から深度 6cm までの部分で杭周辺と端部で 5

段階的に杭頭変位を与えた．その他の実験条件を表-～15％の濃度差が確認でき，特に杭打設時に変位を与え－27－たケース 1 で顕著であった．しかし，深度 8cm 以深で相対濃度（C/C0）

は，変位の有無に係らず明確な濃度差は確認できず，杭

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

0

打設による遮水基盤への影響はほとんどないことが確認された．
表層からの深度(cm)10

よって，本実験において杭打設後 9 日間トレーサーを循環させた結果では，杭打設により表層から深度6cm(杭径の 6 倍)の部分までは粘土が攪乱されて遮水機能は低下したが，8cm 以深では杭を打設しても粘土層の遮水機能は保持されていたものと考えられる．

杭周面
カラム端部１
カラム端部２
カラム端部３20
10%程度の濃度差を確認

30402) 排水量への影響
50

図-4.38 に各ケースの下部排水量(9 日間合計)を示す．
杭頭変位の有無(ケース 1 と 2)による排水量の差は 10％

図-4.39 粘土中のトレーサー相対濃度深度分布

程度で，杭頭変位の違い(ケース 3 と 4)では 7％程度の(中規模実験：実験約 160 日後)差が確認された．
このことから，杭打設時に杭頭変位を与えた場合，変よって，杭打設後 167 日間トレーサーを循環させた結位が大きいほど遮水層への影響は大きくなる．しかし，果では，大きな杭頭変位を与えることで形成される杭とその影響は，杭頭変位を多大に与えた場合(杭径 10mm

粘土との隙間が閉塞されず，粘土表面から一定深度(本に対して変位 3mm)でも粘土全体で見た透水係数が 10％実験では 35cm 程度，杭径に換算すると杭径の 7 倍)ま増加する程度とわずかである．

で粘土の遮水機能に影響が及んだが，それ以深では，杭打設により粘土の遮水機能に及ぼす影響はほとんどないと考えられる．

排水量（ml/9日間)

ｹｰｽ1：50kPa，杭有，変位3mm
ｹｰｽ2：50kPa，杭有，変位0mm
ｹｰｽ3：120kPa，杭有，変位3mm
ｹｰｽ4：120kPa，杭有，変位1mm

2) 排水量への影響
杭打設有りのケース(ケース A)と杭打設無しケース(ケ

450
400
350
300
250
200
150
100
50
0

ース B)との比較により(後述の図-4.60 参照)，杭頭変位が無い場合は，小規模実験と同様に，杭打設が排水量に与える影響はほとんどないことが確認された．しかし，
杭頭変位を 10mm 与えた場合は 20％～50％の排水量の増加が認められた．
これは，杭自体が剛でほとんど曲がらないため，杭頭変位を与えることにより杭下端が支点となり杭が傾くも123のと想定され，これにより杭と粘土との間(表層から深

4

実験ｹｰｽ

度 35cm 程度)に隙間が生じて水みちとなり，結果的に

図-4.38 装置下部からの排水量

有効遮水層厚が減少し排水量が増加したためと考えられ(小規模実験：9 日間)

る．
(3) 保有水の移流拡散による遮水層への影響深度に関す

b) 中規模実験について
1) 移流拡散への影響る結論

図-4.39 に，杭を打設し 167 日経過した実験終了後に実験結果から，小規模及び中規模実験とも，杭打設時採取した粘土中のトレーサー相対濃度深度分布を示す．

に一定深度(杭径の約 6～7 倍程度)までは杭と粘性土層図より，粘土表面から 10cm～30cm の深度において，との間に隙間が生じて保有水が浸入するが，それ以深で杭打設による影響が想定される杭周面部と，影響がない

は杭と粘性土層とは密着しており保有水の浸入は抑えらと考えられる装置側面部(カラム端部 1～3)との相対濃度れることが確認された．

差が 10％程度確認された．

なお，杭頭変位を与えた場合，小規模実験では 10％程度，中規模実験では最大 50％の排水量増加が確認された．これは，杭頭変位を与えることにより粘性土の上－28－

層部で杭と粘土との間に隙間が発生し，有効遮水層厚がと考えられるが，せん断ひずみの急変部分では，地震の大幅に減少したことが原因と考えられる．

直後には地盤と杭の間に剥離が生じることを想定した方が安全側であると考えられる．

4.4 杭打設後における地震時の影響

杭の変形は，地盤の応答によるもののほかに，上部工処分場へ杭を打設した後に地震が発生した場合には，からの水平力によるものがある．上部工からの水平荷重

地盤と杭基礎に隙間ができる可能性があり，この隙間にによる変形量の予測には，杭の材質，断面，水平力のレより保有水が処分場外部へ浸出することが懸念される．

ベル，地盤反力係数などが必要である．ここでは，杭のここでは，杭打設後の問題に関する研究のうち杭が存断面として一般的な条件を想定し，地表面における杭の在することによる地震時の影響について，廃棄物処分場

変位量が 2cm であり，鋼杭を用いた場合の曲げモーメ

跡地をイメージした検討を実施した．

ント第一 0 点の深さが 5m であるとする．杭の断面剛性
が 100 倍程度変化すると曲げモーメント第一 0 点の深さ

本検討では，室内実験に基づいた杭周辺地盤の透水係は倍程度となるが，それでも 10m 程度である．

数把握，保有水拡散状況の将来予測，保有水の拡散に対する数値解析，及び地震時の影響に関する検討を行った．

以上，地震時の検討結果からすると，杭が大きく変位する範囲では地盤のせん断ひずみが小さく，杭が変位し(1) 想定した地盤構成と地震時のせん断変形

ないところで地盤のせん断ひずみが大きいことからして

まず，地震時の変形解析を行い，地盤に発生するせん

杭による遮水性能の低下はあまり考えられないが，移流断ひずみを把握し，地震および地震後の保有水拡散の影

分散解析では，地震によって杭と粘性土層に大きなせん

響について数値解析を行った．

断ひずみが発生し，これに伴いこの付近の杭と地盤の密図-4.40 に検討した地盤の断面を示す．ここで想定し着性が小さくなることを想定し，地盤境界の透水係数がている地盤では，GL0ｍから GL-5ｍまでは廃棄物地盤増加したと考えることとした．具体的には粘性土層の杭であるとした．ただし，廃棄物地盤の物性を決定するの周部における透水係数は，常時での粘性土層の杭周部には難しいため，GL-5ｍまでの廃棄物地盤部分はモデル

おける透水係数の 5 倍とした．

化せずに GL-5ｍ以深を GL-54ｍまでモデル化し，GL54ｍ以深を工学的基盤(地震波を入力する基盤)とした．

0

2

せん断ひずみ（％）
4
6

8

10

0
造成盛土
GL-5ｍ
粘土質シルト

粘土質シルト6m

10

GL-11ｍ
砂質シルト

砂質シルト

6m
GL-17ｍ20

シルト

GL-（ｍ）

18m

GL-35ｍ
粘土

8m

シルト質砂

2m

シルト
30

GL-43ｍ

粘土40

シルト混じり砂礫

9m

シルト質砂
50

シルト混じり砂礫

GL-54ｍ

工学的基盤

図-4.40 解析断面図-4.41 せん断ひずみの深度分布(ポートアイランド波)検討に用いた地震波は，八戸波，大船渡波，ポートア
イランド波であるが，非常に大きなせん断ひずみが GL40m 付近で発生するポートアイランド波のケースにつ(2) 浸透流解析

いて検討を進めた．図-4.41 に地震時発生する地盤の最図-4.42 に示す護岸構造を持つ廃棄物処理場を想定し，
廃 棄物 層の 陸側 上端 に一 定の 水位 とし て大せん断ひずみの震度分布を示す．

CDL+3.5m(GL0m)を与えた．海底地盤面の高さは CDL-

杭は一般的には，地盤の変形に追随する形で変形する－29－

5.4ｍとした．海側については図-4.43 に示すように，平均水位を CDL+0.9m とし，1.8m の潮汐を考慮した変動
水位を与えた．潮汐の変化はサイン波，1 日の水位の変動を 2 周期と仮定した．また，1 日の水位と時間の関係を 16 点によりモデル化した．
廃棄物層

鋼矢板セル

裏埋土砂
砂質シルト
杭（φ1.0m）

シルトa)0.3 年後粘土
シルト混じり砂礫図-4.42 解析に用いた護岸の断面

32

水位 CDL(ｍ）

1
0
-1
-2
-3
-4

b)20 年後海底面(CDL-5.4m)-5図-4.44 現況での保有水の拡散状況

-6
0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

杭

時間(日)

図-4.43 海側の変動水位(3) 解析結果
a) 常時の検討
図-4.44 に 0.3 年後と 20 年後の杭未設置(現況)におけ
杭周る保有水の濃度拡散状況を示す．ここで，示した濃度は，処分場内における保有水の濃度を 1 とした場合の濃度比a)0.3 年後である．図-4.47 に図-4.44～46 までの濃度のカラーチ
ャートを示した．図-4.45 に杭設置における保有水の濃time : 19.863001

杭度拡散状況の結果を示す．図-4.45 では，全層にわたり，
杭周辺 0.1m の部分の透水性が高くなったものとして，その部分の透水係数が周辺地盤の透水係数の 5 倍であるとして計算したものである．図-4.44 と図-4.45 の比較から，杭設置による保有水拡散への影響はほとんど見られないことがわかる．
b) 地震による地盤変形を考慮した検討

杭周

図-4.41 に示したように，GL-39m から GL-43m までの粘性土層で大きなせん断ひずみを生じていることから，
この範囲では杭と地盤の間に剥離が生じることが懸念さb)20 年後れる．そこで，この区間の杭周辺の地盤の透水係数が高図-4.45 杭設置における保有水の拡散状況

くなると仮定し，杭と地盤の境界部 0.1m の範囲の地盤－30－

果を図-4.46 に示す．地震時による地盤変形による剥離

time : 0.342466

杭が永久に生じているとした解析結果をみても杭打設によって保有水の拡散には影響を与えていないことが分かる．
c) 杭先端の濃度分布
杭先端の濃度分布の時刻歴変化について図-4.48 に示
す．Y 軸に濃度，X 軸に時間を示した．ここで Y 軸の濃度の最大値は 0.01 である．図-4.48 より，杭を設置し地震時考慮ても濃度の時刻歴変化は現況とほとんど変化が見られな

杭周

いことがわかる．また，地震時に生じる可能性のある杭
a)0.3 年後と地盤の剥離が永久に生じたままであるという極端な仮定をした場合でも少なくとも 20 年間は剥離が無い場合

time : 19.863001と比べて変化が見られなかった．なお，ここでは地盤の杭剥離が生じたと考えられる個所周辺の保有水濃度が上昇する以前の期間の解析となっている．ただし，これまでの解析でも図中に地震時考慮と書かれている深さの部分
では透水係数が大きいことを仮定しているが，保有水の広がり速度にほとんど違いがないということからして，

地震時考慮

海面処分場の基礎地盤では，流れがほとんど生じていな

杭周いことを意味しているものと考えられる．
0.01

図-4.46 杭設置における保有水の拡散状況

0.008

濃度

b)20 年後

濃度

外周護岸A

現況
杭設置
杭設置-地震

0.006
0.004
0.002
0
0

5

10

15

20

25

時間（年）

図-4.48 保有水の拡散の時刻歴変化
4.5 杭への塗布材としての膨潤性止水材の効果
4.4 までの実験結果より，杭打設後に杭が粘性土層内に存在することによる遮水基盤への影響はほとんどなく，杭打設中には廃棄物が連れ込まれるが，その影響は一定
深度に留まることが確認された．
ここでは，より安全を期すために，前者に対しては杭と粘土との境界部の隙間に対する補強のための膨潤性，
後者に対しては杭打設中に廃棄物を連れ込まない変形性の両者の機能を併せ持つ材料として，通常は固体であるが吸水すると膨潤してゲル状になる膨潤性止水材に着目
図-4.47 用いたカラーチャート

し，この適用性について検討した．
当該材料は，海水およびセメント改良地盤(カルシウの透水係数が原地盤(粘性土層)に比べて仮に 50 倍大き

ムイオンなどの多価金属イオン含有)にも適用でき，長いと仮定して，同様の移流拡散計算を実施した．その結期間膨潤機能を維持するように改良されたアクリル系吸－31－

水性高分子材料である．
このような特徴から，膨潤性止水材を予め杭へ塗布して打設することにより，廃棄物等の連込み防止効果，及び杭と地盤との透水性低減効果が期待される．
(1) 膨潤性止水材の膨潤，透水，劣化特性の検証 27)a) 実験概要

膨潤性止水材が杭への塗布剤として有効かどうかを確認するため，カラム型試験装置を用いて膨潤性止水材の膨潤・透水試験を実施し，拘束圧下における膨潤性止水
材の膨潤特性，遮水剤としての透水特性及び劣化による透水性能への影響を実験的に検証した．
1) 膨潤性止水材の特徴

図-4.49 実験装置の概要図

膨潤性止水材は，特殊バインダー樹脂と吸水性ポリマ
ーを有機溶剤に分散させたもので，主剤の吸水性ポリマ
ーは，地下水との接触により吸水膨潤しゲル化する．
本試験で使用した吸水性ポリマーは，海水やセメント水に対しても高吸水性を発現するように改良した非イオン性基を持つアクリル系架橋共重合体である．
0.2wt%塩化カルシウム水溶液に 5 日間浸漬後の吸水

倍率は 15 倍(g/g)～20 倍(g/g)である．吸水倍率は以下の方法で測定する．まず，市販のティーバッグの中に，できるだけ均一になるように約 0.2g の吸水性ポリマーの粉末を入れ，ティーバッグを塩化カルシウム水溶液中に浸漬し吸水膨潤させる．そして，5 日後にティーバッグ
を引き上げ 5 秒間水切り後，10 秒間トイレットペーパ
ーの上に置いた後に，吸水膨潤したティーバッグの重量
図-4.50 試験手順(膨潤・透水過程)を測定する．
吸水倍率は，吸水倍率 P (g/g)＝(吸水膨潤後のティー

3) 実験方法

バッグの重量 - ティーバッグの重量)／吸水性ポリマー

膨潤性止水材をろ紙(厚さ 0.21mm，保留粒子径 1μm)に塗布して供試体とした(塗布厚さ：Hi=0.2mm 程度(調の重量，として計算する．
また，地中における吸水性ポリマーは，劣化の要因と合直後)，0.6mm 程度(劣化))．膨潤性止水材を塗布したなる紫外線が当たらず，地中温度も 15℃程度(標準的)とろ紙を下部盤に，塗布していないろ紙を載荷盤に，それ比較的低温であり，非常に大きな分子量をもつため長期ぞれシリコン系充填剤により接着した．
図-4.50 に実験時のバルブ操作と載荷圧の変化の手順に渡り膨潤止水効果を保持するものと考えられる．
2) 実験装置，実験条件を示す．まず，管路に通水して膨潤性止水材を吸水膨潤試験には図-4.49 に示すカラム型膨潤・透水試験装置させるために，バルブ A，C を開けてバルブ B，D を閉を用いた．膨潤性止水材は，調合直後と 10 年およびじた状態で，二重負圧法(セル圧 p=-75 kN/m2，供試体か

100 年劣化相当のものを用いた．劣化した膨潤性止水材

ら二重管ビューレット I( 図-4.49⑪ ) までの管路内圧力は，純水を加えてゲル化させ 95℃で所定時間加熱(密閉u=-95kN/m2)により 3 時間真空脱気した．そして，管路状態)して劣化を促進させた後に固化し粉砕して得られ内の真空圧 u=-95kN/m2 を保った状態で p を一旦ゼロにた吸水性ポリマーより作製した．95℃で 24 時間加熱し戻し，供試体に所定の有効拘束圧 p’=p-u=p +95 kN/m2 がた場合を 10 年劣化相当とし，95℃で 10 日間加熱した場

載荷されるように p を載荷した．そして，バルブ A を合を 100 年劣化相当とした．

閉じてバルブ B を開け，p’=一定を保ちながら u=0 になるまで u と p を段階的に増加させた．u=0 となった後に，－32－400kN/m2 である．

ビューレット I(図-4.49⑪)を大気開放した．
バルブ B を開けた本過程において，ビューレット内の水が管路を通じて載荷盤および下部盤から流入し膨潤性止水材が吸水膨潤する(膨潤過程)．膨潤過程終了後，載荷盤を固定し(図-4.49⑩)，バルブ C を閉じてバルブ
D を開け，透水試験を実施した．ビューレット II(図-4.49⑫)を大気開放した状態で，p’=一定を保ちながら，
水頭差としてビューレット I(図-4.49⑪)の u を 49，147，
198kN/m2 と段階的に増加させ，供試体の下面から透水を行った．
b) 実験結果

図-4.51 に鉛直ひずみεv(膨潤を正)の経時変化を示す．
拘束圧約 50kPa の状態では，16～17 時間でほぼ膨潤が

図-4.52 有効拘束圧と膨潤量の関係

完了し，調製直後の状態で約 7 倍膨潤した．
図-4.52 に有効拘束圧 p’と膨潤量εs の関係を示す．拘
束圧が大きいほど膨潤量が小さくなり，両者の関係は図のような直線で近似できる．膨潤量がゼロである拘束圧を膨潤圧 ps と定義すると ps=400kN/m2 程度である．劣化の度合いが大きくなると膨潤量は小さくなるが，いず
れも直線で近似でき，膨潤圧は同じである．
図-4.53 に有効拘束圧 p’と透水係数 k の関係を示す．
透水係数は k=10-7～10-11cm/s 程度とかなり小さく，劣化を想定した場合も同様の値であり，遮水剤としての適用が期待できる．
図-4.53 有効拘束圧と透水係数の関係
・膨潤性止水材の透水係数は，劣化の有無によらず
k=10-7～10-11cm/s 程度とかなり小さく，膨潤性止水材の膨潤後の劣化を想定しても，杭と粘土との隙間を埋める遮水剤としての適用が期待できる．
(2) 杭打設における膨潤性止水材の効果の検証 28～30)(1) で確認した膨潤性止水材の遮水剤としての特性を踏まえ，杭への膨潤性止水材の塗布による，杭打設時の廃棄物等の連込み低減効果，及び遮水機能への影響低減
図-4.51 鉛直ひずみの経時変化効果を小規模，中規模実験により検証した．
a) 杭の表面処理c) まとめ杭の表面に塗布する材料として，杭の表面摩擦力の低拘束圧下における膨潤性止水材の膨潤・透水特性とそ減効果を持ち，杭打設時には砂の連込み量低減が期待さの劣化の影響について検討し，以下の知見が得られた．

れ，杭打設後には材料の膨潤により，杭と粘土との隙間を埋める遮水剤としての適用が期待できる，(1)に示す

・膨潤性止水材の膨潤量と拘束圧の関係は，直線で近2似でき，膨潤圧は ps=400kN/m である．

膨潤性止水材を用いた．

・劣化の度合いが大きくなると膨潤量は小さくなるが，同様に直線で近似でき，膨潤圧は調合直後と同じb) 実験方法

実験装置は，前述の図-4.34，図-4.35 に示すものを－33－

使用した．

オン濃度の深度分布を求めることにより，杭打設による粘土中への保有水拡散状況(影響深度)を確認した．

実験方法を以下に示す．粘土の作製方法は基本的に4.1(1)および 4.3 に示す内容と同様である．

実験条件を表-4.13 に示す．

なお，実験内容は前述の 4.1(1)および 4.3 で整理した「杭打設に伴う廃棄物等の連込み」，及び「保有水の表-4.13 実験条件

移流拡散による遮水層への影響」に分け，前者について(保有水の移流拡散による遮水層への影響：小規模実験)

は小規模実験，後者については小規模実験，中規模実験

実験ｹｰｽ

により検証した．

圧密荷重

1

2

3

4

1) 杭打設時の廃棄物等の連込みに関する小規模実験

50kPa
120kPa
杭頭変位 3mm 3mm 3mm 3ｍｍ

4.1(1)と同様の方法で粘性土層を作製し，その粘性土

表面処理 あり

なし

あり

なし

層上部に水で飽和させた砂層を作製した．その後容器の3) 保有水の移流拡散による遮水層への影響に関する

中心部に，膨潤性止水材を 0.1～0.2mm 厚で塗布した杭を砂地盤下部まで打設した．

中規模実験

その後砂地盤で 2 時間静置し，砂地盤内で膨潤性止水

4.3 に示した中規模実験の実験方法に基づき作製した粘材を膨潤させた後に粘性土層まで打設速度 3cm/分で打設

土の中央部に膨潤性止水材を 1mm 厚で塗布した杭を粘性した．その後，即座に杭周縁の粘土試料を深度方向に土層下部まで打設した．実験は 167 日間継続し，杭頭変

1cm ずつ採取し，深度毎に試料中の砂重量を測定するこ位を 77 日目に 2.5mm，104 日目に 10mm と段階的に与え，とで，粘土中の砂の連込み量の深度分布を確認した．実

粘土上部にポンプで定常的にトレーサーを循環させ，カ験概要を図-4.54 に示す．

ラム下部の排水量を 2 日毎に測定した．

膨潤性止水材を塗布しないケース (case1) と，塗布した

実験終了後には，杭周辺部及びカラム端部から深度方

ケース(case2)の実験を行った．

向に 2cm ずつ試料を採取し，粘土中の臭化物イオン濃度

また，ペンシル型の杭の先端角度の違い(ケース 1～5)の深度分布を求めることにより，杭打設による粘土中への保有水拡散状況(影響深度)を確認した．

による，膨潤性止水材を塗布した場合の砂の連込みの低

なお中規模実験では，除荷した状態で(粘性土層が過圧減効果も確認した．
2) 保有水の移流拡散による遮水層への影響に関する密の状態で)実験を実施した．
c) 実験結果

小規模実験

1) 杭打設時の廃棄物等の連込み

4.3 と同様の方法で作製した粘土の中央部に膨潤性止水材を 1mm 厚で塗布した杭を粘性土層下部まで打設した．

図-4.55 に，小規模実験によって得られた，膨潤性止

その後，再び圧密圧力作用下で，トレーサーを 9 日間

水材塗布の有無による砂の連込み量の深度分布を示す．

循環させ，実験終了後，杭周辺部及びカラム端部におい未塗布の場合(case1)，表層より 5～6cm まで砂の連込みて深度方向に 1cm ずつ試料を採取し，粘土中の臭化物イ

図-4.54 実験概要図(杭打設に伴う廃棄物等の連込み：小規模実験)－34－

水材の塗布により砂の連込みが完全に抑えられた．
これらのことから，杭に膨潤性止水材を施すことで，杭打設による粘性土層への廃棄物等の連込み量の低減が確認された．杭への膨潤性止水材塗布の有無による砂の連込みイメージ図を図-4.57 に示す．杭に膨潤性止水材を塗布しない場合には，杭打設時に杭と砂との摩擦力により杭に付着した砂が粘性土層内へ連れ込まれるが，塗布した場合には，砂層で樹脂が膨潤してゲル状となり，粘性土への杭打設時に樹脂が杭から剥がれることにより樹脂周面に付着した砂は粘性土層内へ入らず，粘性土層
への砂の連込み量が低減される．
2) 保有水の移流拡散による遮水層への影響
i) 排水量に関する考察

図-4.58 に，小規模実験によって得られた，杭への膨図-4.55 杭への塗布の有無による砂連込み量深度分布

潤性止水材の塗布の有無による 9 日間の合計排水量の違の比較(小規模実験)いを示す．実験の結果，杭表面に塗布したケース(ケース 1，3)が，塗布していないケース(ケース 2，4)に比べ，粘性土層下部からの排水量が 5%程度軽減された．

図-4.57 杭への膨潤性止水材塗布の有無による砂連込
みイメージ図ｹｰｽ1：50kPa，表面処理あり
ｹｰｽ2：50kPa，表面処理なし
ｹｰｽ3：120kPa，表面処理あり
ｹｰｽ4：120kPa，表面処理なし

図-4.56 杭への塗布の有無による杭先端部への砂連込

排水量（ml/9日間)

み量の比較(小規模実験)が確認されたが，膨潤性止水材を塗布することで(case2)，
砂の連込みは表層より 2～3cm 程度と，半分以下の深度に抑えられた．
また図-4.56 は，小規模実験において杭先端形状が異なる場合の杭先端部への砂の連込み量の違いを示したも

450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
1

のである．図から分かるように，膨潤性止水材を塗布す

2

3

4

実験ｹｰｽ

ることにより，全てのケースで未塗布の場合と比べて，杭先端部の砂の連込み量も低減されることが確認された．

図-4.58 杭への塗布の有無による排水量

その低減効果は，先端角度が鋭角になる程，低減効果が(小規模実験：9 日間合計)

顕著に表れた．
最も先端が鋭角であるケース 5(75 度)では，膨潤性止－35－

図-4.59 杭への塗布の有無による排水量経時変化(中規模実験)
図-4.59 に，中規模実験によって得られた，実験装置

から深度 5cm 程度まで濃度差が 10%程度，深度 7cm 程

底部からの排水量の経時変化を示す．図に示した排水量

度まで濃度差が確認できるが，塗布したケース 1 では，は，単位断面積当りの日排水量の実測値を別途実施した表面から 3cm 以深で濃度差が確認されなかった．

定ひずみ速度圧密試験から得られた e-logk 関係を用いてこのことから，小規模実験においては，膨潤性止水材

同一の透水係数を持つ粘性土層に換算したものである．

を塗布した杭の打設による遮水層への影響深度は，杭打

図-4.59 より，実験開始から 104 日目までの間の，杭設時の連込みの結果と同様に，塗布していない場合(杭頭変位を与えていないあるいは小さい時には各ケースと径の約 7 倍)の半分以下(杭径の約 3 倍)に抑制されることもほぼ同等の排水量であった．しかし，10mm の杭頭変が確認された．

位を与えた 104 日目以降では，膨潤性止水材を塗布してﾄﾚｰｻｰ相対濃度の差（杭周辺-端部）

いないケース A では排水量が 1.5 倍程度増大したのに対

-0.05

0.00

量の変化はほとんどなく，杭を打設していないケース B

2

粘土表面からの深度（cm）

し，塗布したケース C では杭頭変位を与える前と排水0と同等の排水量に抑制された．膨潤性止水材を塗布していないケース A の排水量が 1.5 倍に増大し，塗布したケース C では排水量が変わらなかった理由としては，前者は杭頭変位を与えることにより，杭と粘土の境界面に隙間が生じ，有効遮水層厚が減少したが，後者は杭頭変位を与えることにより生じた隙間が，膨潤性止水材により閉塞されたものと考えられる．

0.05

0.10

0.15

0.20

4
6
8
10

ケース1：50kpa，表面処理あり

12

ケース2：50kpa，表面処理なし

14

これらの結果より，杭への膨潤性止水材の塗布により排水量は低減し，特に杭頭変位を与えた場合はその傾向

図-4.60 杭への塗布の有無によるトレーサー相対濃度が顕著であり，膨潤性止水材の有効性が確認された．

の深度分布(小規模実験：9 日後)ii) 移流拡散に関する考察

図-4.60 に，小規模実験によって得られた，杭打設 9

図-4.61 に，中規模実験により得られた，杭へ膨潤性

日後の粘土中のトレーサー相対濃度(上部供給トレーサ

止水材の塗布を行ったケースにおける，実験終了後に採ー濃度を 1 とした時の濃度)の差(杭周辺部と装置端部と取した粘土中のトレーサー相対濃度の深度分布を示す．

の差)の深度分布を示す．濃度が小さいほど杭打設によ膨潤性止水材の塗布を行っていないケース(前述の図4.39)では，粘土表面から 10cm～30cm の深度において，る影響が小さいことを意味している．
膨潤性止水材を塗布していないケース 2 では粘土表面

杭打設による影響が想定される杭周面部と，影響がない－36－

と考えられる装置側面部(カラム端部 1～3)との相対濃度

杭と粘土との隙間を埋める遮水剤として十分に効果があ差が 10％程度確認された．しかし，塗布を行ったケーることが確認された．また，膨潤性止水材を塗布した杭ス(図-4.61)では，杭周面部と装置側面部でほぼ同様のを廃棄物層(実験では砂層)内で膨潤させた後に，粘性土

相対濃度分布が得られた．これらから，杭に膨潤性止水

地盤へ打設することで，杭側面へ付着する廃棄物等の粘材を塗布して打設することにより，塗布しない場合に比性土層への連込みが低減されることが確認された．
よって，杭打設に伴う廃棄物等の連込み低減，及び杭べて遮水層への影響が抑制されることが確認された．
i)，ii)より，膨潤性止水材を塗布した杭を粘性土層に打設後における杭と粘土の隙間からの保有水漏出抑制の打設した場合，杭打設後に粘性土層内において膨潤性止双方で，膨潤性止水材の効果が期待できるものと考えら

水材が膨潤することにより，膨潤性止水材が杭と粘土のれる．

隙間の閉塞し，杭と粘土との境界面の遮水性が保持され4.6 まとめるものと考えられる．杭への膨潤性止水材塗布による膨4.1 から 4.5 までの検討結果をまとめると以下の通り

潤イメージ図を図-4.62 に示す．

である．

相対濃度(C/C0)
0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1) 杭打設に伴う廃棄物等の連込み

1.00・廃棄物等の連込みによる遮水層への影響深度は，粘杭周面
カラム端部１
カラム端部２
カラム端部３表層からの深度(cm)10

土の圧密状態の違いにより異なり，正規圧密状態であれば杭径程度，過圧密状態の場合杭径の 3～6 倍程度まで影響があるが，それ以深への影響はほとん

20

どない．

30

・杭先端部においては一定量の砂が連れ込まれるが，杭の形状をペンシル杭とする等の工夫をすることに40

より，杭先端部における連込み量は低減できる．
50・廃棄物等の連込み低減の観点からは，杭打設方法と図-4.61 粘土中のトレーサー相対濃度深度分布(塗布あ

して中掘り工法が最適である．
2) 粘性土地盤と杭等の境界面における透水特性り)(中規模実験：実験約 160 日後)・杭打設時に杭と粘土の間に空隙ができないよう施工した場合でも，粘土が過圧密状態であれば，杭境界面での透水性が多少上昇するが，それはわずかであり，ほとんど問題にならない．また正規圧密状態であれば，杭境界面での透水係数上昇はほとんどない．
・粘土と杭に空隙が生じるような施工を行った場合には，相当量の通水が杭境界面で生じるが，粘土と杭に側面摩擦力が作用するような状態(正規圧密状態)，まで載荷すれば，粘土と杭との空隙はほとんど閉塞
し，閉塞後の境界面の透水性は非常に低くなる．
・粘土と杭との境界面における透水性は，杭打設後の圧密状態(過圧密，正規圧密)による影響が大きいが，杭打設前の圧密度の違いによる影響はほとんどない．
図-4.62 杭への塗布による膨潤イメージ図

・実際の処分場内部の動水勾配は極めて小さいため，
遮水基盤に杭打設程度の乱れを与えても，粘性土地(3) 杭への塗布材としての膨潤性止水材の効果に関す盤から保有水が漏出する可能性は極めて低い．
・杭の粗度が大きくなるほど，杭と粘土との境界面のる結論(1)，(2)の結果から，膨潤性止水材の膨潤後における透水係数が大きくなるが，実際に打設する杭の粗度-7

材料自体の透水係数は 1×10 cm/s 以下と遮水性が高く，等を考慮すると，杭と粘土との境界部からの透水量

膨潤性止水材の膨潤後の劣化を想定しても，杭打設後のは極めて少なく，周辺環境への影響はほとんどない．

－37－

3) 保有水の移流拡散による遮水層への影響深度

3.3(2)で述べたような三重管を用いて基礎杭を・杭打設時には，一定深度(杭径の約 6～7 倍程度)ま

打設することにより，杭打設時の廃棄物の連込みでは杭と粘性土層との間に隙間が生じ，その内部にを防止することが可能である．しかし，当該工法

保有水が浸入するが，それ以深では杭と粘性土層とは多大な施工費用を要することから，処分場跡地

は密着しており，杭打設による粘性土層の遮水機能での利用は限定的になるものと考えられる．

への影響は限定的である．

このため，処分場跡地の高度利用の推進にあた・杭頭変位を与えた実験では，変位を与えない場合にっては，比較的安価に施工可能な杭打設方法を実比べて 10％～最大 50％の排水量増加が確認された．

規模レベルで検証する必要がある．

4) 杭打設後における地震時の影響

本研究において，杭打設時に粘性土地盤の遮水・地震時による地盤変形を考慮した解析によれば，杭機能への影響が少ない最適な杭の種類や施工方法

打設によって保有水の拡散に影響を与えない．

は確認しており，鋼管杭や PHC 杭を打撃工法や中・地震時には杭と地盤との剥離が生じる可能性は否定

掘工法等の標準的な工法により施工できることができないが，この剥離が永久に生じたままであった

望ましいと考える．

としても，20 年間は地震が発生しない場合等と比

具体的には，杭と粘性土地盤との周面摩擦力低

べても保有水拡散の違いは見られない．

減や，廃棄物の粘性土層下部への連込み防止のた・これらから，地震時に杭が存在することによる遮水め，杭周面への膨潤性止水材の塗布，或いは杭の性能の低下は考え難く，処分場外への保有水の拡散

回転打設による，繊維ごみ等の切断等が考えられもほとんどないものと考えられる．

る．

5) 杭へ塗布した膨潤性止水材の効果

2) 廃棄物の連込み状況の検証

・膨潤性止水材の膨潤後における材料自体の透水係数4.において，杭打設時における液体や砂の連込-7は 1×10 cm/s 以下と遮水性が高く，膨潤性止水材

み状況を実験的に検証したが，様々な形状や性状の膨潤後の劣化を想定しても，杭打設後の杭と粘土を持つ廃棄物の連込み挙動については不明な点がとの隙間を埋める遮水剤として十分に効果がある．

多い．

・また，膨潤性止水材を塗布した杭を廃棄物層内で膨このため，廃棄物の種類に応じた連込み状況や，潤させた後に，粘性土地盤へ打設することで，杭側メカニズム等について更なる整理が必要である．
3) 室内試験と実現場との相関性の検証

面へ付着する廃棄物等の粘性土層への連込みが低減できる．

室内実験では，杭打設による粘性土地盤の遮水・これらから，杭打設に伴う廃棄物等の連込み低減，機能への影響はほとんどないという結果が得られ杭打設後における杭と粘土の隙間からの保有水漏出ているが，実現場においても同様の結果が得られ抑制の双方で，膨潤性止水材の効果が期待できる．

るかどうか実物大試験等により検証し，室内試験と実現場での現象の相関性について確認する必要

5. 現場での杭打設時に考慮すべき事項

がある．
4) 膨潤性止水材の透水性担保の検証

4.の結果を踏まえ，現場での杭打設時に考慮すべき事

4.5 の結果から，室内実験では，膨潤後の膨潤項を「杭打設時にあたって解決すべき課題」，「杭打設時

性止水材は 1×10-7cm/s 程度の遮水性は確保できるにおける検討事項」に区分して抽出するとともに，内容という結果が得られているが，実現場レベルで同を整理した．これらの事項を解決することにより，海面様の遮水機能が確保できるかどうかは不明である

処分場における杭打設が現実的になるものと考えられる．

ことから，実現場レベルで膨潤性止水材の遮水性を確認する必要がある．

5.1 杭打設時にあたって解決すべき課題
5.2 杭打設時における検討事項

本研究において，実験レベルでは杭打設による遮水機

1) 杭打設に影響を与える条件の整理

能への影響はほとんどないことは確認できたが，1)～4)

処分場における杭打設方法は，処分場に関するに示す内容について，実現場での杭打設試験により確認

以下の条件の影響を受けると想定されることから，することが望まれる．
1) 効率的で安価な杭打設方法の開発

これらの条件に適合した杭打設方法を選択する必－38－

要がある．

に当たっては，杭打設の対象となる処分場毎に検・処分場：埋立場所の立地条件，埋立後の経過年証する必要がある．

数(廃棄物安定状況)

6. 結論

・廃棄物層：廃棄物の種類，埋立層厚・粘性土層：層厚，透水係数，含水比，圧密度
2) 膨潤性止水材へ影響を与える因子，塗布条件等の廃棄物処分場において廃棄物による埋立て終了後の跡
地の高度利用率は低い状態となっている．なかでも港湾

整理処分場内に杭を打設する際に，膨潤性止水材へ

区域内に位置する管理型海面廃棄物処分場を高度利用し影響を与える因子を事前に整理する必要がある．

ようとする際には底面遮水工である粘性土地盤に杭を打(例えば，隙間厚，塗布厚，載荷条件，地盤条件

設することが必要となることが考えられる．本稿では，(土質，含水比)，水中の物質濃度等)

そのような場合を想定し，杭の打設が処分場の保有水おまた，膨潤性止水材には，杭打設時の摩擦低減

よび廃棄物の場外への漏出の問題についてどのような影(廃棄物の連込み低減)効果と，粘性土地盤内での響が生じるか，実験室レベルで検討を行った．以下にそ

遮水効果(膨潤により隙間を塞ぐ効果)が期待されの結果得られた主な結論を述べる．
1) 杭打設に伴う廃棄物等の連込みる．
よって，膨潤性止水材の効果を最大限に発揮す

廃棄物等が遮水層に連れ込まれる深度は，粘土のるために，用途に応じた膨潤性止水材の塗布条件

圧密状態の違いにより異なる．また，杭先端部にお(塗布厚，反応時間)，塗布方法の検討が必要であいては一定量の廃棄物が連れ込まれるが，杭の先端る．例えば，杭へ塗布する膨潤性止水材を 3 層構

形状をペンシル状にすると杭先端部における連込み造(膨潤性止水材，トップコート，膨潤性止水材)

量は低減できる． また，中堀杭工法を用いると廃とすることにより，杭打設時の摩擦低減と杭打設棄物等の連れ込みを低減できる．
2) 粘性土地盤と杭等の境界面における透水特性

後の粘性土地盤内での遮水効果の双方が期待でき

杭と粘土の間に空隙ができないよう施工した場合ると考えられる．
3) 遮水機能への影響の確認方法の検討には杭と粘土の間を流れる水の量は少ない．過圧密

現場レベルでの杭打設による粘性土地盤の遮水状態の場合で粘土と杭の間に空隙が生じると，相当機能への影響は明確でないことから，杭打設後に量の通水が杭境界面で生じるが，正規圧密状態になおける遮水機能保持の長期的な信頼性を確保する

れば，粘土と杭との空隙はほとんど閉塞し，境界面ため，杭打設後(特に地震時)の遮水機能への影響の透水性は非常に低くなる．
実際の処分場内部の動水勾配は極めて小さいため，を確認する方法(モニタリング方法)を検討する必多少遮水基盤を乱しても粘性土地盤から保有水が漏要がある．例えば，杭に採水装置を施して，杭側出する可能性は極めて低い．

面及び杭下部の水を採水できる工夫や，モニタリ

3) 杭打設後における地震時の影響

ング用の捨て杭の設置等が考えられる．
またモニタリングの際には，杭周面部や杭先端

地震時には杭と地盤との剥離が生じる可能性は否

部の水質ほか，バックグラウンドとして処分場外定できないが，この剥離が永久に生じたままであっの水質を確認することで，杭打設による遮水機能たとしても，剥離の発生部位の深度によっては，剥離が保有水の拡散に及ぼす影響は小さい．

への影響の有無を確認する必要がある．

4) 杭への塗布材としての膨潤性止水材の効果

4) 処分場毎の地震時の遮水機能担保についての検討
4.4 の廃棄物処分場跡地をモデルとした検討で膨潤性止水材の膨潤後における材料自体の透水係

は，地震時においても杭と粘性土地盤との剥離が数は 1×10-7cm/s 以下と遮水性が高く，膨潤性止水

起きず，遮水機能は保持されるという結果となっ材の膨潤後の劣化を想定しても，杭打設後の杭と粘たが，地震時の地盤変形により杭と粘性土地盤と土との隙間を埋める遮水剤として十分に効果がある．

の剥離が起きるかどうかは，各処分場の様々な条

また，膨潤性止水材を塗布した杭を廃棄物層内で膨件に依存すると考えられる(地震動条件，地盤条件，

潤させた後に，粘性土地盤へ打設することで，杭側杭打設条件，上載荷重等)．

面へ付着する廃棄物等の粘性土層への連れ込みが低減できる．これらから，杭打設に伴う廃棄物等の連よって，地震時の遮水機能担保についての検討－39－

込み低減，杭打設後における杭と粘土の隙間からのいて，最終処分場跡地利用に関するセミナーテキス

保有水漏出抑制の双方で，膨潤性止水材の効果が期

ト，2005 年，pp.39-48.
6) 平野文昭，長野修治，松藤康司，立藤綾子，熊野秀

待できる．

明，前田伊瑞実：最終処分場の適正化方法および跡7. あとがき

地利用に関する研究，循環型社会における埋立地のあり方を考える講演論文集，第 15 回廃棄物学会研

本研究は，(独)港湾空港技術研究所と呉工業高等専門究発表会，2004 年，pp.39-44.

学校，京都大学大学院，(株)日本触媒，五洋建設(株)，7) 加藤照己，砂金克明，岡田寿，阪本廣行，山田裕己，

中電技術コンサルタント(株)が実施した共同研究「海面伊藤剛，瀧宏史，小野諭，石川浩次，福原誠：産業廃棄物処分場に打設する基礎杭が底面遮水基盤に与える廃棄物処分場跡地における工事への環境保全技術の影響に関する研究」の成果を取りまとめたものである．

適用，土木建築技術シンポジウム 2002 論文集，
2002 年，pp.41-46.

ここでは，管理型海面廃棄物処分場における杭打設が底

8) 片山廣明，手塚博治，山下公平：廃棄物処分場にお面遮水基盤に与える影響に関する一連の室内実験に基づく研究内容を一元化して整理し，取りまとめた．

ける三重管基礎杭，橋梁と基礎，2008 年，pp.43-46.
9) 上野雅明：廃棄物処分場を通過する道路の建設，基今後は，これまでに得られた知見をもとに，現場における杭打設時に考慮すべき事項を解決するため，技術的礎工，2006 年，pp.54-56.

課題を満足するような海面処分場跡地への杭打設方法を10)平尾隆行，蔦川徹，眞田一磨，森脇武夫，服部晃，

確立することにより，海面処分場跡地の高度利用等の積

岡本功一：基礎杭打設による海面処分場の底面遮水

極的活用が期待される．

工に与える影響(短期的現象)の考察，第 44 回地盤工

最後に，本共同研究を実施するに当たり，著者以外で学研究発表会，2009 年，pp.1907-1908.

メンバーとしてご尽力いただいた方の氏名を公表し，関11)蔦川徹，森脇武夫，岡本拓，服部晃，岡本功一，渡係各位のご協力に対する感謝の意を表したい．(敬称略)

辺修士，平尾隆行，眞田一磨：基礎杭打設時の表面

渡部 要一，水谷 崇亮，杉本 貴之 ((独)港湾空港技術

処理が海面処分場の底面遮水工に与える影響(短期的影響)，第 20 回廃棄物資源循環学会研究発表会，研究所)

2009 年，pp.403-404.

乾 徹(京都大学大学院)

12)蔦川徹，森脇武夫，服部晃，岡本功一，平尾隆行，

三藤 正明(五洋建設(株))眞田一磨：基礎杭打設による海面処分場の底面遮水(2012 年 1 月 27 日受付)

工に与える短期的影響(杭先端部)の考察，第 21 回廃棄物資源循環学会研究発表会，2010 年，pp.483-484.
13)福田賢二郎，上田正樹，杉原広晃，渡部要一：海面

参考文献
1) 管理型廃棄物埋立護岸 設計・施工・管理マニュアル

管理型処分場の遮水基盤への基礎杭打設の影響，第39 回地盤工学研究発表会，2004 年，pp.2267-2268.

(改訂版)，(財)港湾空間高度化環境研究センター，14)嘉門雅史，勝見武，濱田悟，乾徹：廃棄物埋立地盤

2008 年，p.35.
2) 勝見武，乾徹，嘉門雅史：廃棄物処分場底部遮水工における杭打設が粘土層の遮水性能に及ぼす影響のの遮水性能の等価性評価に関する基本的考察，第 16

評価に関する研究，第 39 回地盤工学研究発表会，2004 年，pp.2265-2266.

回廃棄物学会研究発表会，2005 年，pp.950-952.
3) 蔦川徹，福原和顕，平尾隆行，下所諭，森脇武夫，

15)嘉門雅史，濱田悟，勝見武，乾徹：杭打設による粘小松登志子：管理型処分場の底面遮水工における汚土層の遮水性能への影響に関する実験的研究，京都

染物質の拡散防止効果に関する考察，第 14 回廃棄大学防災研究所年報

物学会研究発表会，2003 年，pp.1102-1104.

pp.133-142.

第 47 号

B-21，2004 年，

4) Plata, H., Inui, T., Katsumi, T., Oya, Y., and Kamon, M.：16)嘉門雅史，勝見武，乾徹，濱田悟：鋼管杭打設粘土

Speciation and mobility of zinc in coastal landfill sites

地盤と杭境界面における漏水量とその評価，材料

with MSW incinerator ash, Journal of Environmental

別冊 第 54 巻 第 11 号，2005 年，pp.1100-1104.

Engineering, ASCE, 2010 年，Vol.136, No.8, pp.762-768.

17)冨士暁士，勝見武，嘉門雅史，乾徹：改良型透水試

5) 樋口壯太郎：最終処分場跡地利用の現状と課題につ験装置を用いた鋼管杭－粘土境界面における透水量－40－

の評価，第 7 回環境地盤工学シンポジウム，2007，

盤工学研究発表会，2007 年，pp.2137-2138.

pp.281-286.

30)蔦川徹，森脇武夫，岡本拓，服部晃，岡本功一，渡18)菊池喜昭，橋爪秀夫：杭周辺地盤の透水性に関する

辺修士，平尾隆行：表面処理を施した基礎杭打設に

室内透水試験，第 6 回環境地盤工学シンポジウム，

よる海面処分場の底面遮水工に与える影響，第 19 回

2005 年，pp.217-224.

廃棄物学会研究発表会，2008 年，pp.678-680.

19)菊池喜昭，菅野高弘：海面廃棄物処分場の遮水基盤を貫通する杭の施工可能性に関する研究，地盤工学
会誌，2008 年 8 月，pp.28-29.
20)菊池喜昭，吉野博之：気泡混合処理土の透水特性，
港湾技術研究所報告第 37 巻第 1 号，1998 年，pp.3356.
21)福谷準也，大向直樹，谷和夫，上野一彦：粘性土における境界面の粗度の影響を考慮した透水特性の実
験的検討，土木学会第 61 回年次学術講演会，2006
年，pp.495-496.
22)若尾和俊，谷和夫，上野一彦，大向直樹：壁面に接する粘土の境界近傍の透水特性の実験的検討，第 42回地盤工学研究発表会，2007 年，pp.1043-1044.
23)平尾隆行，下所諭，福原和顕，蔦川徹，森脇武夫，
小松登志子：海面管理型廃棄物処分場の底面遮水工に及ぼす基礎杭打設の影響，第 38 回地盤工学研究発
表会，2003 年，pp.1212-1214.
24)近藤良，平尾隆行，蔦川徹，森脇武夫，尾崎則篤：管理型処分場の底面遮水工における汚染物質の移流
拡散現象に関する考察，第 15 回廃棄物学会研究発表
会，2004 年，pp.1157-1159.
25)蔦川徹，森脇武夫，岡本拓，渡辺修士，平尾隆行：
基礎杭打設による海面処分場の底面遮水工に与える影響，第 17 回廃棄物学会研究発表会，2006 年，
pp.916-918.
26)蔦川徹，森脇武夫，岡本拓，服部晃，岡本功一，渡辺修士，平尾隆行：基礎杭打設による海面処分場の底面遮水工に与える影響(その 2)，第 18 回廃棄物学会研究発表会，2007 年，pp.703-705.
27)岡本功一，梅崎健夫，河村隆，詠田晋伍，服部晃：
鋼材表面に塗布される摩擦低減剤の拘束圧下における膨潤・透水特性，第 45 回地盤工学研究発表会，2010 年，pp.1257-1258.
28)近藤良，平尾隆行，渡辺修士，蔦川徹，森脇武夫，
岡本拓，岡本功一，服部晃：杭基礎の表面処理方法
が海面処分場の底面遮水工に与える影響，第 41 回地
盤工学研究発表会，2006 年，pp.1177-1178.
29)平尾隆行，渡辺修士，蔦川徹，近藤良，森脇武夫，
服部晃，岡本功一：杭基礎の表面処理方法が海面処
分場の底面遮水工に与える影響(その 2)，第 42 回地－41－港湾空港技術研究所資料

No.1252

２０１２．６

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

印

刷

所

株 式 会 社 シ ー ケ ン

C （2012）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。