ＩＳＳＮ１３４６－７８３２

国立研究開発法人海上・港湾・航空技術研究所

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

VOL.59No.2 Sep

2020

NAGASE,YOKOSUKA,JAPANNATIONAL INSTITUTE OF MARITIME,PORT AND AVIATION TECHNOLOGY

総
1.

徹，与那嶺

一秀，谷口

修，田中

亮一，竹中

寛，清宮

理…………… 3

英紀……………………………………………………………………………………………………31

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性
松村

4.

孝弘，山路

波による地盤を含む護岸の不安定化に関する遠心模型実験
高橋

3.

次

珊瑚骨材を用いたコンクリートの海洋構造物への適用可能性に関する検討
西田

2.

目

聡，水谷

崇亮，森川

嘉之，赤司

有三，本田

秀樹，清水

雅浩………………………51

非負制約最小二乗法による高精度な方向スペクトル推定手法および情報量規準に基づくSpectral partitioning 手法の提案
藤木

峻，川口

浩二…………………………………………………………………………………… 84

港湾空港技術研究所報告第 59 巻第 2 号(sep.2020)

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性
松村 聡*・水谷 崇亮**・森川 嘉之***赤司 有三****・本田 秀樹*****・清水 雅浩******

要旨

本研究は，製鋼スラグと浚渫土を混合，固化したカルシア改質土を，岸壁の裏込め材や裏埋め材などとして用いることを想定して，カルシア改質土とそれに接する異種材料との材料境界で発揮される摩擦特性を実験的に調べたものである．本研究では，カルシア改質土と 4 種類の異種材料（礫材，砂材，コンクリート材および粘土材）に対して，供試体サイズの異なる一面せん断試験およびせん断模型実験を実施した．供試体サイズの小さい一面せん断試験では，全種類の異種材料を対象として，上載圧やカルシア改質土の養生期間など複数の試験条件について試験を実施した．一方，供試体サイズの大きいせん断模型実験では，粘土材を除く 3 種類の異種材料を対象として，一面せん断試験と共通する代表的な実験条件についてせん断載荷実験を実施した．また，カルシア改質土を裏込め材として用いたモデル岸壁を例として，分割法による地震時土圧の計算を行い，材料境界の摩擦係数が地震時土圧に与える影響について調べた．本報告では，これら一連の結果に基づいて，設計において参考となる摩擦係数およびその設定方法を示した．
キーワード：カルシア改質土，礫，砂，粘土，コンクリート，摩擦試験，摩擦係数，材料境界* 地盤研究領域・基礎工研究グループ・主任研究官** 地盤研究領域・基礎工研究グループ長*** 地盤研究領域長兼土質研究グループ長**** 日本製鉄（株）スラグ事業・資源化推進部 主幹***** JFEスチール株式会社 スラグ事業推進センター スラグ企画部 主任部員****** 日本製鉄（株）瀬戸内製鉄所 生産技術部 主幹〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬3-1-1
国立研究開発法人 海上・港湾・航空技術研究所 港湾空港技術研究所
電話：046-844-5057
Fax：046-844-0618
E-mail：matsumura-s@p.mpat.go.jp- 51 -REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.59, No.2 (Sep.2020)

Interface shear properties between steel-slag-mixed dredged soils and different
materials

Satoshi MATSUMURA*
Takaaki MIZUTANI **Yoshiyuki MORIKAWA ***Yuzo AKASHI****
Hideki HONDA*****
Masahiro SHIMIZU******

Synopsis
A steel-slag-mixed dredged soil is used to improve a backfilling soil of quay walls. In that case,interface shear properties between the steel-slag-mixed dredged soil and different materials
contacting with it such as an originally deposited soil or an existing concrete wall can be an
important issue in a design. Therefore, the authors experimentally investigated the interface shear
properties between the steel-slag-mixed dredged soil and some different materials. In this study, ssmall-scale box shear test and a large-scale model shear test were conducted using thesteel-slag-mixed dredged soils with four different materials, which are gravel, sand, clay andconcrete. The box shear tests were conducted under various testing conditions in terms of verticalstress, curing time of the steel-slag-mixed dredged soil etc. using all kinds of materials. The model
shear tests were conducted under a single testing condition for three kinds of materials excluding
the clay. This study also describes an influence of interface friction coefficient on earth pressure atearthquake acting on a model quay wall calculated by the slice method. Based on results of theabove, this study proposed the interface friction coefficient under various testing conditions and amethodology to choose it in a design.
Key Words: Steel-slag-mixed dredged soil, gravel, sand, clay, concrete, shear test, friction
coefficient, interface of different materials* Senior researcher, Foundations Group, Geotechnical Engineering Department** Head of Foundations Group, Geotechnical Engineering Department*** Director of Geotechnical Engineering Department, Head of Soil-Mechanics and Geo-Environment Group**** Senior Manager, Slag, Cement & Recycling DIV., NIPPON STEEL CORPORATION***** Staff Deputy General Manager, Planning & Marketing Dept., Slag Business Planning Division, JFE STEELCORPORATION****** Senior Manager, Production & Technical Control DIV., SETOUCHI WORKS, NIPPON STEELCORPORATION
3-1-1, Nagase, Yokosuka, Kanagawa 239-0826, Japan
National Research and Development Agency,
National Institute of Maritime, Port and Aviation Technology, Port and Airport Research Institute
Phone: +81-46-844-5057
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E-mail: matsumura-s@p.mpat.go.jp- 52 -REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.59, No.2 (sep.2020)目

要

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

51

1. はじめに ············································································

54

2. 事前の調査および検討 ····························································· 54
2.1 既往の研究 ·····································································

54

2.2 設計における摩擦係数の影響························································· 55
2.3 本研究で実施する試験の概要························································· 58
3. 試験に用いた材料··································································

59

3.1 カルシア改質土 ···································································· 59
3.2 異種材料 ·········································································· 59
4. 一面せん断試験 ·····································································

60

4.1 試験方法 ·········································································· 60
4.2 試験結果 ·········································································· 63
5. 模型実験 ············································································ 71
5.1 実験方法 ·········································································· 71
5.2 実験結果 ·········································································· 76
6. 結果の考察 ·········································································

79

6.1 最大／残留せん断応力時の摩擦係数 ··················································· 79
6.2 摩擦係数の設定に関する考察························································· 81
7. おわりに ············································································ 82
謝辞 ··················································································· 82
参考文献 ··············································································· 82- 53 -

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水1. はじめに雅浩も想定される．このように複数の材料が混在する港湾構
造物では，材料境界で発揮されるせん断特性を把握することが重要であるが，カルシア改質土を対象としたその浚渫土および製鋼過程で副生される転炉系製鋼スラグ

ような研究はこれまで行われていない．

（以下，製鋼スラグという）を有効活用するために，これらを混合した製鋼スラグ混合土（以下，カルシア改質土本研究では，カルシア改質土と異種材料との境界におという）が，港湾施設の地盤材料として近年利用されつけるせん断特性を解明するために，一面せん断試験およつある（篠崎・赤司，2017）．カルシア改質土は，浚渫土

びせん断模型実験（以下，模型実験という）を実施した．

に含まれるシリカ分やアルミナ分と製鋼スラグに含まれ異種材料には，裏込め材を想定した礫材，その他の地山る遊離石灰が水和固化することによって，浚渫土の強度を想定した砂材および粘土材に加えて，擁壁などを想定が改善された改質土の一種である．カルシア改質土は，したコンクリート材の 4 種類を用いた．また，礫材につ浚渫土や製鋼スラグといったいずれもリサイクル材を用

いては，材料境界に防砂シートを設置した場合のせん断いるという点で，これらの処分量の削減にとって有効で特性についても併せて調べた．本報告では，各条件下である．

の詳細なせん断特性と設計に用いる摩擦係数の考え方を示す．

カルシア改質土の力学特性は，浚渫土の物理化学的性
質（例えば，自然含水比，細粒分含有率，有機分含有率など）や製鋼スラグの物理化学的性質（遊離石灰含有率，粒径分布など）の影響を受けることが知られている．浚渫

ケーソン

土の物理化学的性質は，浚渫土を採取する港湾や同一港湾であってもその採取地点によって変化する．また，製

裏込材
（石材）

基礎捨石

鋼スラグの物理化学的性質は，製鋼スラグを産出する製裏埋材（カルシア改質土）

地山

異種材料境界鉄所や産出工程によっても大きく異なる場合がある．そ
図-1.1 裏埋め材としてカルシア改質土を適用した例のため，カルシア改質土を現地で利用する際には，材料特性の詳細な把握と緻密な品質管理が不可欠である．
上述のような特徴から，既往の研究では主としてカル

2. 事前の調査および検討

シア改質土単材の力学特性やそれに与える浚渫土および製鋼スラグの物理化学的性質の影響，利用環境の影響（乾湿繰返しなど）などが調べられてきた．また，現地利用に

2.1 既往の研究

向けた施工法の開発も盛んに行われている．このようなカルシア改質土に関する既往の研究には，カルシア改研究成果を背景として，近年では浅場や干潟の造成用材，

質土の力学特性や周辺環境に与える影響，実海域利用に

窪地の埋戻し材，潜堤用材または埋立て材などとして利向けた設計・施工法や品質管理に関する研究などが多く用が進められている（一般社団法人日本鉄鋼連盟，2008；

見られる．

一般財団法人沿岸技術研究センター，2017；国土交通省，

木曽ら（2008）は，数種類の製鋼スラグおよび浚渫土を

2017）
．

用いて，各々に含まれる化学成分の分析を行うとともに，

図-1.1 は，裏埋め材としてカルシア改質土を用いた例

様々な組合せで混合，固化されたカルシア改質土についを示している．本例のように，カルシア改質土を岸壁背て一軸圧縮試験を実施した．そして，配合条件，養生期間

後の裏込めや裏埋めなど埋立て材として幅広く利用するが強度特性に与える影響や，製鋼スラグ中の遊離石灰やために，カルシア改質土単材の力学特性だけでなく，カ浚渫土中の可溶性シリカの含有量が強度発現にとって重ルシア改質土と異種材料（例えば，裏込め材である捨石

要なパラメータであることを示した．また，カルシア改や，陸側の地山など）との材料境界で発揮されるせん断

質土のこのような強度発現メカニズムは，Toda et al.（2018）

特性の解明が課題となっている．特に，カルシア改質土によっても確認されている．平井ら（2012）および Hiraiと異種材料の力学特性が異なることから，地震時などにet al.（2012）は，X 線 CT スキャナや電子顕微鏡を使用し両者が追随して変形せず，材料境界で剥離やすべりを生て，固化範囲の広がりや試料内部の粒子配置などカルシじることが考えられる．また，材料境界で発揮されるせア改質土の微視的な内部構造を観察し，針貫入抵抗や一ん断抵抗力の大きさによっては，前面のケーソンへの作

軸圧縮強度といった巨視的な強度特性や破壊形態との関用土圧が変化し，ケーソンの安定性に影響を及ぼすこと係を調べた．その他，混合直後の発現強度特性（Toda et- 54 -

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性

al., 2018; Weerakoon et al., 2020），透水性（Kang et al., 2018），

2.2 設計における摩擦係数の影響

膨張特性（Chikmit et al., 2019a）や，骨材（製鋼スラグ）

岸壁の埋立て材としてカルシア改質土を用いた場合に，の粒度が強度特性に与える影響（Chikmit et al., 2019b）に異種材料境界の摩擦係数が設計（例えば，ケーソンや前面着目した研究が見られる．また，靭性を持たせるために矢板など壁面への作用力など）に与える影響を把握してお短繊維を混合したカルシア改質土の研究開発も進められ

くことは重要である．そこで，例として岸壁背後から壁面ている（柳橋ら，2017）．

に作用する地震時の主働土圧（以下，地震時土圧という）カルシア改質土の施工法には，土運船に載せられた浚に及ぼす材料境界の摩擦係数の影響を調べた．地震時土圧

渫土に対して所定量の製鋼スラグを投入し，バックホウの計算には，土田ら（2001）に示された分割法による土圧などで十分に混合した後，トレミー船から投入する，あ

算定法を参考にした．本方法では，図-2.1 に示されるよ

るいはグラブなどで投入する方法などがある（和田ら，うに，土圧を受ける鉛直壁 AB の背後地盤にすべり面を仮

2008）．その他の混合方法として，管中混合方式（田中ら，定し，
すべり面上にある土楔 ABC を鉛直方向に分割する．

2012；山越ら，2013），落下混合方式（田中ら，2014），改n 個に分割された各分割片について力のつり合い式を求良した密閉式バケット内で混合を行う原位置混合方式

める．これにより，壁面に作用する全土圧の水平方向成分（本田ら，2018）などが提案，実施されている．いずれのPcosδに関する一般式（1）が導かれる．詳細な式の導出過施工法においても，投入されたスラリー状のカルシア改

程は，土田ら（2001）を参照されたい．

質土は，一般的に打設途中で締固めや均し作業といった処理が行われないため，自然に流下した状態で固化する．
𝑃𝑃 cos 𝛿𝛿 = ∑𝑛𝑛𝑖𝑖=1 �

そのため，固化後のカルシア改質土と地山など異種材料との境界における接触状況は，スラリーの流動性や異種材料の粒度特性などに依存するものと考えられる．これ𝑤𝑤𝑖𝑖 𝑘𝑘ℎ+′�−𝑐𝑐𝑖𝑖 𝑙𝑙𝑖𝑖 sec 𝛼𝛼𝑖𝑖 +𝑊𝑊 𝐵𝐵�
𝑖𝑖

1+

𝐴𝐴
𝐵𝐵 tan 𝛿𝛿
𝐴𝐴

�

(1)

ここで，𝐴𝐴 = 1 + tan 𝜑𝜑𝑖𝑖 tan 𝛼𝛼𝑖𝑖 ，𝐵𝐵 = tan 𝛼𝛼𝑖𝑖 − tan 𝜑𝜑𝑖𝑖 である．

に対して，所定の法面勾配を形成するためにスラリーの流動性を調べた研究（赤司ら，2019）があるものの，材料

また，ci，φi およびαi は，各分割片の粘着力，内部摩擦角

境界の接触状況に関する知見はない．実施工において，

およびすべり面角度である．その他のパラメータは，図中

カルシア改質土と地山など異種材料が材料境界においてに示される通りである．

どのような接触状況となっているかは，今後の重要な研本方法は，当初軽量混合処理土によって改良された岸壁究課題と言える．

の土圧算定に適用された．これに対して，土田ら（2019）

異種材料境界のせん断特性に関する研究には，軽量混は本方法を高重量固化体を用いた岸壁の土圧算定に応用

合処理土を対象とした研究事例がある．三嶋ら（1995）おした．高重量固化体には，カルシア改質土（文献では製鋼よび土田ら（2002）は，気泡混合処理土と種々の異種材料

スラグ混合土と表記されている）が想定されている．ここを用いたせん断模型実験を行い，各材料に対する摩擦係で，高重量固化体について特に明確な定義はないが，本報数を示した．軽量混合処理土工法技術マニュアル（財団

告では軽量混合処理土と比較して高い重量を持つカルシ

法人沿岸開発技術研究センター，1999）では，三嶋ら（1995）

ア改質土のような固化体を指すものとする．なお，一般的の結果を参考として，軽量混合処理土と砂との摩擦係数

な軽量混合固化処理土の単位体積重量が 6～15 kN/m3（財に 0.55～0.60，捨石との摩擦係数に 0.75～0.80 を用いる

団法人沿岸開発技術研究センター，1999）であるのに対しことができるとされている．池野ら（2011）は，薬液注入て，一般的なカルシア改質土の単位体積重量は埋立て材とによって固化された改良体と砂層とのせん断模型実験を3して用いる場合で 15～23kN/m（一般財団法人沿岸技術研行い，摩擦係数が 0.61 であったことを報告している．港究センター，2017）である．

湾基準（公益社団法人日本港湾協会，2018）では，経験的図-2.2 は，土田ら（2019）が検討に用いたモデル岸壁のな値として，施設の滑動に対する摩擦抵抗力の算定に用断面図を示している．本岸壁は，図のように背後地盤の下いるために，各種材料間の摩擦係数を示している．その部がカルシア改質土を想定した高重量固化体，上部が軽量

他，地山補強に用いられる Soil nailing 技術に関する研究な高炉水砕スラグで置換，改良されている．改良範囲が逆として，地山材とセメント系固化体とのせん断特性が引台形型となっているのは，既存岸壁の改良を想定して，掘抜き試験や一面せん断試験によって調べられている（Chu

削や埋め立てなどの施工のし易さを考慮したためと考え

et al., 2005; Sharma et al., 2020）．

られる．また，改良範囲の一部に軽量な高炉水砕スラグを用いたのは，改良範囲に働く慣性力を抑えることによって- 55 -

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水

土圧低減効果を期待したためと考えられる．カルシア改質

雅浩

C

B

土の底面以深や陸側には砂質土が堆積している．ここでは，

Vi+1

図-2.2 の岸壁を対象として，地震時土圧を計算し，それ

kh Wi

Ei

Ei+1

に及ぼすカルシア改質土と砂質土間の摩擦係数の影響を
調べた．

Ni

上述の通り，分割法による土圧算定では，はじめにすべWi’

α

り面を仮定する必要がある．図-2.2 の壁面の場合には，

E1=0
V1=0

Ti

δ

P

Vi

A

図-2.3 のような 4 つの破壊モードに関するすべり面が想定される（土田ら，2019）．Mode 1 は，岸壁の下端を通過（図中，Wi：分割片の全重量，li：分割片のすべり面長さ，Wi’：

する直線のすべり面である．Mode 2 は，カルシア改質土

分割片の有効重量（浮力を引いた値），Ti：分割片のすべり面に作の底面および陸側下端を通過する直線のすべり面である．

用するせん断力，Ni：分割片のすべり面に作用する垂直力，Vi お

Mode 2 では，さらにカルシア改質土の陸側下端から固化

よび Vi+1：分割片の側面に作用する鉛直力，Ei および Ei+1：分割

体内または背後の砂質土内を通過する 2 種類のすべり面

片の側面に作用する水平力，kh：水平震度， α：水平方向からのが考えられる．Mode 3 では，カルシア改質土の底面およすべり面角度，δ：壁面摩擦角，P：壁面に作用する全土圧）

び陸側下端を通過し，カルシア改質土内を通る直線と高炉
水砕スラグ内に発生する鉛直クラックがすべり面となる．

図-2.1 壁体背後の土層の分割（土田ら，2001 を加筆修

Mode 4 では，それぞれの固化体と砂質土との境界部がす

正）

べり面となる．
ここで，固化体が十分な強度を持つ場合には，Mode 2 の20m

うち背後の砂質土中を通過するすべり面あるいは Mode 4

高炉水砕スラグ γt=8kN/m3
γsat=14kN/m3,Cu=100kN/ m2
砂質土
γt= γsat= 20kN/m3
摩擦係数 µ3 φ=30°, c=016m

によるすべり面のいずれかが形成され，このときに地震時10m

土圧が最大になると考えられる．本研究では固化体が十分12m
8m

な強度を持つものとして，これら 2 つのケースについて

8m

摩擦係数 µ2

地震時土圧を計算した．また，比較のため，無対策すなわ

摩擦係数 µ1

ち岸壁背後に砂質土のみが堆積する場合に，Mode 1 のす

締まった砂質土

べり面が発生するケースについて地震時土圧を計算した．

図-2.2

表-2.1 は，計算に用いた主なパラメータを示している．

カルシア改質土γsat=24kN/m3, Cu=200kN/ m2

カルシア改質土を用いたモデル岸壁（土田ら，2019 を加筆修正）

高炉水砕スラグと砂質土の摩擦係数 µ3 を一定として，カルシア改質土の底面，陸側側面のそれぞれと砂質土との摩高炉水砕スラグ

擦係数µ1，µ2 が地震時土圧に与える影響を調べた．µ1，µ2

Mode 3Mode 1Mode 4に関して，砂質土の締まり具合に応じてこれらの値が異なり得るが（土田ら，2019），ここでは単純化のためµ1 とµ2は等しいものとした（以下，µ1 = µ2 = µcalc とおく）．µ3 はMode 2軽量混合固化処理土工法技術マニュアル（財団法人沿岸開

カルシア改質土発技術研究センター，1999）を参考として 0.55 で一定と締まった砂質土した．カルシア改質土の飽和単位体積重量γsat は 24kN/m3

図-2.3 想定されるすべり面（土田ら，2019）

である．その他計算に必要なパラメータは，図-2.2 に示された通りである．

- 56 -

砂質土

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性て導かれた地震時土圧であり，実際に作用する地震時土圧

表-2.1 計算パラメータの一覧
水平震度，kh
壁面摩擦角，δ（度）0，15

水の単位体積重量（kN/m3）

10

カルシア改質土と砂質土の摩擦係数，µ1（底面）＝ µ2（陸側側面）＝ µcalc
高炉水砕スラグと砂質土の摩擦係数，µ3とは異なる場合があることに注意が必要である．

0.25※

上述の計算ではカルシア改質土のγsat が 24kN/m3 一定であったのに対して，図-2.5 はγsat を 16，20kN/m3 に変えて計算した結果を併せて示している．図より，いずれのケー－

スも地震時土圧と摩擦係数µcalc はほぼ線形関係にあるが，γsat が小さいほどその傾きは小さくなることがわかる．す0.55

壁面と接触する材料が固化体（カルシア改質土および高炉水

なわち，γsat が小さいほど，µcalc が地震時土圧に及ぼす影響

砕スラグ）の場合は 0 度，砂質土の場合は 15 度とした（財団法が小さい．また，その結果として，µcalc がおよそ 0.52 以下

人沿岸開発技術研究センター，1999）．

ではγsat が大きいほど地震時土圧が大きく，0.52 以上では※

γsat が小さいほど地震時土圧が大きい結果となっている．
これは， γsat が抵抗側である材料境界の摩擦抵抗と作用側はじめに，無対策を想定して Mode 1 のすべり面が発生である慣性力（ここでは水平震度×土楔の重量に相当）のするケースについて地震時土圧を計算した結果，すべり面

両方に影響し，それらのバランスによって地震時土圧が決の角度が水平面に対して 35 度のときに最大の地震時土圧まるためである．今回のモデル岸壁の場合には，γsat が大が発生し，その値は 629kN であった．

きくなるにつれて作用の増加より抵抗の増加が卓越した

図-2.4 は，Mode 4 のすべり面を仮定したときの地震時

結果，上述のようにµcalc が 0.52 前後でγsat による地震時土土圧と摩擦係数µcalc の関係を示している．図より，µcalc が圧の大小関係が逆転したものと考えられる．このようにカ大きくなると，地震時土圧が直線的に減少する傾向が確認

ルシア改質土のような高重量固化体に対して土圧低減効

できる．ここで，上述の通り無改良時の地震時土圧が果を期待する場合には，異種材料境界の摩擦係数の設定に629kN であるのに対して，図-2.4 より改良時にはµcalc が

特に注意が必要である．

およそ 0.4 を超えると地震時土圧が 629kN を下回ること

図-2.6 は，Mode 4 とすべり面が砂質土を通過する Modeがわかる．このことから，今回の地盤条件では，µcalc が 0.4

2 について計算された地震時土圧と摩擦係数µcalc の関係を

より大きくなると，無改良時より地震時土圧が減少し，カ示している．図には，Mode 2 において砂質土の内部摩擦

ルシア改質土の利用による土圧低減効果が期待できると角を 35 度に変更した結果も併せて示した．なお，Mode 2

言える．さらに，軽量混合処理土と砂質土との摩擦係数の計算では，すべり面角度を水平面に対して 20 度から 45

0.55～0.6（財団法人沿岸開発技術研究センター，1999）を度まで 1 度ずつ変えたときに現れた最大の地震時土圧を参考に，図中の当該範囲に着目すると，地震時土圧は 375示している．また，Mode 2 では，µ2 がすべり面上の土楔～294kN まで減少する．また，摩擦係数 0.55～0.6 のわずの内部に位置することになるため地震時土圧の計算にはか 0.05 の違いであっても，地震時土圧が 375kN と 294kN

無関係である．よって，Mode 2 におけるµcalc とは，すなわ

では，その値が 20%以上異なる．このように，異種材料境

ちµ1 に等しい．ここで，砂質土の内部摩擦角が変わると異界の摩擦係数は地震時土圧に対して非常に敏感なパラメ

種材料間の摩擦係数が変わることも考えられるが，ここでータであると言える．

は砂質土の内部摩擦角とµ1 が互いに依存しないものとし

ここで，図-2.4 においてµcalc が約 0.8 の時に地震時土圧て検討を行った．図-2.6 より，Mode 4 と Mode 2 を比較

は 0 を示していることがわかる．これは，µcalc が約 0.8 以

すると，Mode 2 の方がµcalc に対する地震時土圧の変化が上となった場合に，地震時土圧が負値となるわけではなく，小さい．砂質土の内部摩擦角が 30 度の Mode 2 の場合に想定したすべり面で発揮できる摩擦抵抗が背後地盤の作は，µcalc がおよそ 0.43 を超えると，Mode 2 の地震時土圧

用力を上回るために，壁面に作用する地震時土圧が 0 とが Mode 4 より大きくなることがわかる．
これはµcalc が 0.43なることを意味する．一方，実地盤では，固化体，固化体を超えると，カルシア改質土と砂質土の境界ではなく，砂周辺の地盤，岸壁前面の壁体など材料によって固有振動数

質土内にすべり面を仮定したときの地震時土圧が設計上が異なるために，地震時の揺れ方も各材料で異なるものと問題となることを意味する．一方，Mode 2 で砂質土の内考えられる．このことから，異種材料間の摩擦係数が十分部摩擦角を 35 度とした場合には，30 度の場合と比較してに大きい場合であっても，必ずしも地震時土圧が 0 にな

地震時土圧が全体的に小さくなり，Mode 4 と交わる点のるとは言えない．本計算結果は，あくまで静的計算によっµcalc もおよそ 0.64 となり大きくなることがわかる．この
場合には，µcalc が 0.64 以下ではカルシア改質土と砂質土- 57 -

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水雅浩の境界において，0.64 以上では砂質土内部にすべり面を仮定したときの地震時土圧が設計上問題となる．このように，どこにすべり面を仮定し，いくらの地震時土圧が作用するかは，異種材料境界の摩擦係数と地山の内部摩擦角との大小関係によって決定されることがわかる．
2.3 本研究で実施する試験の概要
2.2 で示したように，異種材料境界の摩擦係数は岸壁に作用する地震時土圧に大きな影響を与えることから，設計において極めて重要なパラメータと言える．さらに，カルシア改質土のように固化体の重量が高いほど，摩擦係数の影響が大きくなることを鑑みれば，これを実験的に調べて図-2.4 地震時土圧と摩擦係数µcalc の関係おくことは，今後設計において摩擦係数を適切に設定するためにも有用である．
試験方法には，三嶋ら（1995）および土田ら（2002）のように，異種材料を剛な土槽に充填した後，その地表面上に固化体を設置し，固化体を水平に載荷することで異種材料境界で作用する摩擦力を直接的に計測する方法が考えられる．三嶋ら（1995）は，対象とした地盤材料の粒径が小さく，供試体サイズも比較的小さかったため，多くの実験ケースについて実験を行った．一方，土田ら（2002）は，粒径の大きい捨石を用いたため，供試体サイズが大きく，
実スケールに近い実験であるものの，実験ケースが限られている．本研究ではこれらの先行研究を参考として，カル
シア改質土と 4 種類の異種材料（礫材，砂材，コンクリー
ト材および粘土材）に対して，供試体サイズの異なる一面

地震時土圧と摩擦係数 µcalc の関係に及ぼす固化

せん断試験および模型実験を実施した．供試体サイズの小図-2.5

さい一面せん断試験では，全種類の異種材料を対象として，体重量の影響上載圧やカルシア改質土の養生期間など複数の試験条件について試験を実施した．一方，供試体サイズの大きい模型実験では，粘土材を除く 3 種類の異種材料を対象として，一面せん断試験と共通する代表的な実験条件についてせん断実験を実施した．

図-2.6

地震時土圧と摩擦係数 µcalc の関係に及ぼす破壊モードの影響- 58 -

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性

3. 試験に用いた材料

表-3.2 製鋼スラグの物理特性
使用材料

3.1 カルシア改質土

八幡製鋼スラグ

粗骨材（5mm＜）表-3.1 および表-3.2 は，カルシア改質土の作製に用い

表乾密度(g/cm3）

3.23

た浚渫土および製鋼スラグの物理特性を示している．本研

絶乾密度(g/cm3）

3.10

究では，東予港で採取された浚渫土および八幡製鉄所で副吸水率（%）

3.97

生された製鋼スラグを体積混合率 7：3 で混合した．この粒度割合（%）

26.1

とき，自然含水状態の浚渫土を用いた．なお，実際に各材

細骨材（＜5mm）

料の体積を計測することは作業が煩雑で実験上困難であ

表乾密度(g/cm3）

3.16

るため，各材料の物性値（土粒子密度および表乾密度）を絶乾密度(g/cm3）

3.01

用いて必要な体積を重量に換算し，重量に基づいて各材料

吸水率（%）

4.77の必要量を管理した．

粒度割合（%）

73.9

図-3.1 は，配合設計を行うために事前に実施した一軸

全体

圧縮試験結果を示している．一軸供試体は，寸法が直径

表乾密度(g/cm3）3.18

100mm，高さ 200mm で，気中養生されたものを用いた．

絶乾密度(g/cm3）

3.03

養生中は，乾燥を防ぐためラップフィルムで供試体を覆っ

吸水率（%）

4.56

たが，供試体を設置した室内の温度調整は行っていない．
養生日数毎に 3 個の供試体について試験を行った．図より，養生期間 7～28 日では一軸圧縮強度 qu が 60～140kPa程度になっていることがわかる．一般的に，埋立て材としてカルシア改質土を用いる場合には，qu＝50～150kPa 程
度が求められることから（一般財団法人沿岸技術研究セン
ター，2017），本研究で用いたカルシア改質土もそれに準じる強度特性をもつものと言える．本研究で実施した一面
せん断試験では，カルシア改質土の発現強度の影響を調べるために，養生日数を 7 日，14 日および 28 日としたケースについて試験を行った．また，模型実験では，養生日数28 日として実験を行った．
図-3.1 養生日数と一軸圧縮強度の関係
表-3.1 浚渫土の物理特性
使用材料

東予港浚渫土3.2 異種材料

土粒子密度(g/cm3）2.755

表-3.3～表-3.6 は異種材料として用いた 4 種類の材料

自然含水比（%）

32.6（礫材，砂材，粘土材，コンクリート材）の主な特性およ

粒度

び後述の各試験における供試体作製条件を示している．

礫分(2 – 75mm)（%）

0.6

礫材について，一面せん断試験および模型実験ではせん

砂分(0.075 – 2mm)（%）

72.6

断箱寸法が異なるため，粒径とせん断箱寸法の比が概ね等

シルト分(0.005 – 0.075mm)（%）

12.8

しくなるように各試験で異なる粒径の砕石を用いた．ここ

粘土分(0.005mm 未満)（%）

14.0

で，砕石粒径に対してせん断箱のせん断方向の幅が一面せ

最大粒径（mm）

4.75

ん断試験で 10～15 倍，模型実験で 12.5～16.7 倍となる．

液性限界（%）

NP

砂材およびコンクリート材については，一面せん断試験
および模型実験の両方で同じ材料を用いた．粘土材については，一面せん断試験のみ実施した．
礫材を対象とした試験では，材料境界に防砂シートを設置した場合のせん断特性についても併せて調べた．表-3.7は使用した防砂シートの主な特性を示している．
- 59 -

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水

4. 一面せん断試験

表-3.3 礫材の特性
使用材料
粒径範囲（mm）
湿潤密度(g/cm3）

雅浩

単粒度砕石 4 号（一面せん断試験）
単粒度砕石 3 号（模型実験）

4.1 試験方法

20～30（一面せん断試験）(1) 試験装置

30～40（模型実験）

図-4.1 は，一面せん断試験装置の模式図および外観を示している．本試験装置は，上部せん断箱の水平変位が拘1.60

束され，下部せん断箱が水平に載荷される仕組みとなっている．なお，図-4.1a には示されないが，上部せん断箱は表-3.4 砂材の特性
使用材料

東北珪砂 6 号

反力柱（図-4.1b）を介して底板に固定されている．本研

粒径範囲（mm）

0.25～0.45

究では，養生が必要なカルシア改質土を用いる試験を複数

土粒子密度(g/cm3）

2.633～2.645実施する必要があるため，カルシア改質土が充填される鋼

最大乾燥密度(g/cm3）

1.731

製の下部せん断箱を試験ケース分製作した．下部せん断箱

最小乾燥密度(g/cm3）1.401の寸法は，縦 400mm，横 360mm，高さ 150mm である．異80

種材料が充填される上部せん断箱の寸法は，直径 300mm，相対密度(%）

高さ 150mm である．
試験装置の載荷性能は，鉛直方向 20kN，せん断方向（水表-3.5 粘土材の特性
使用材料

大阪湾粘土

平方向）50kN である．せん断方向の最大変位は 50mm で土粒子密度(g/cm3）

2.680

ある．

粒度
0

砂分(0.075 – 2mm) （%）

2.1

シルト分(0.005 – 0.075mm)（%）

27.1

粘土分(0.005mm 未満)（%）

70.8

液性限界（%）

121.6

塑性限界（%）

43.0

上載圧載荷装置(ベロフラムシリンダー)

上部せん断箱せん断力載荷装置(油圧シリンダー)

300
400

底板

表-3.6 コンクリート材の特性
使用材料とその割合

軸力用ロードセル

せん断力用ロードセル

310

礫分(2 – 75mm)（%）a)

セメント※：砂：砂利：水

下部せん断箱ガイドローラー

模式図= 1 : 2.4 : 3.2 : 0.5（重量比）
一軸圧縮強度（MPa）

25.1

上載圧載荷装置※

普通ポルトランドセメント

表-3.7 防砂シートの特性
使用材料

上部せん断箱防砂シートドレインマット
AF ポリエステル長繊維不織布（メーカー：株式会社アケボ
ノ，品番：AF-500S）

厚さ（mm）

4.2

質量（g/m2）500

引張強度（N/5cm）

縦：1765，横：1470

伸度（%）

縦：60，横：60

反力柱
せん断力載荷装置b) 外観
図-4.1 一面せん断試験装置- 60 -

底板

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性(2) 供試体作製方法
カルシア改質土作製のために，3.1 に示された自然含水
状態の浚渫土と製鋼スラグを体積混合率 7：3 の割合で混合，攪拌した．はじめに，浚渫土は，事前にハンドミキサーで攪拌し，含水比と湿潤密度を測定したうえで混合重量を算出した．その後，浚渫土と製鋼スラグを混合し，ハンドミキサーで攪拌した（写真-4.1a）．このとき，十分に均質と見られる程度まで攪拌を行い，攪拌時間の制御は行っていない．攪拌したこれらの材料を下部せん断箱に充填した．このとき，ハンドバイブレーターを用いて試料を転圧しながらカルシア改質土を充填した（写真-4.1b）．充填後，下部せん断箱の上端面位置でカルシア改質土を端面整形した（写真-4.1c）．

a)混合，撹拌時異種材料とカルシア改質土の固着を再現するために，端面整形直後のカルシア改質土上部に直径 290mm のプラス
チック製円筒容器を置き，その中に礫材および砂材を充填した（写真-4.2 および写真-4.3）．礫材では高さ 100mm，
砂材では高さ 50mm のプラスチック製円筒容器を用いた．
このとき，礫材は湿潤密度で 1.60g/cm3，砂材は相対密度で 80%である．防砂シートを設置する試験ケースでは，カ
ルシア改質土上部に防砂シートを載せた後，上述と同様の方法で礫材を充填した（写真-4.4）．コンクリート材の場
合には，予め作製，養生しておいた円盤状のコンクリート
をカルシア改質土上部に設置した（写真-4.5）．異種材料を設置した後，乾燥を防止するためにラップフィルムで供試体を覆い，所定の日数気中養生した．なお，養生中は実験室内の温度調整を行っていない．

b) 充填，転圧時

養生終了後，試験装置に下部せん断箱を設置し，上部せん断箱を被せる．礫材および砂材の場合には，プラスチッ
ク容器を引き抜き，上部せん断箱との隙間に同じ礫材または砂材を充填して，供試体を作製した．コンクリート材の場合には，上部せん断箱との隙間に石膏を充填し，試料とせん断箱との密着を良くした．このとき，石膏を一晩養生させた．
粘土材の場合には，カルシア改質土の打設直後には粘土材を設置せず，カルシア改質土のみ気中養生を行った．養
生後，上下部せん断箱を試験装置に設置した状態で，上部せん断箱内に含水調整した粘土材を充填した（写真-4.6）．
その後，上載圧 10kPa で 1000 分間（16.7 時間）1 次元圧密を行った．

c)

端面整形後

写真-4.1 カルシア改質土の作製状況- 61 -

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水雅浩

写真-4.2 礫材の設置状況

写真-4.5 コンクリート材の設置状況

写真-4.3 砂材の設置状況

写真-4.6 粘土材の設置状況(3) 試験条件
上述の方法により試験装置に供試体を設置した後，所定の上載圧を載荷した．上載圧によって発生する鉛直変位が収束したことを確認して，下部せん断箱を水平に載荷した．
水平載荷は，載荷速度 1mm/min のもと，水平変位が 40mmに達するまで行った．
本試験におけるせん断面の開口幅は全ケース一律に10mm とした．ここで，開口幅とは上部せん断箱の下端と下部せん断箱の上端との隙間の距離を指す．開口幅が同じ場合であっても，せん断面の位置がせん断抵抗力に影響を与える場合があるため，比較として礫材を用いた試験では開口部の位置を変更した試験ケースを 1 ケース実施した．

写真-4.4 防砂シートおよび礫材の設置状況

具体的には，開口部が境界面に位置するケース（図-4.2a）と，開口部がカルシア改質土中に位置するケース（図-4.2b）である．開口部の位置を変更したケース（後述の表-4.1 中で試験ケース G-6 に該当）を除く全てのケースでは，開口部の位置が図-4.2a のようになっている．
- 62 -

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性

表-4.1 一面せん断試験ケースの一覧

表-4.1 は，試験ケースの一覧を示している．本研究では，カルシア改質土と 4 種類の異種材料との材料境界で

Case

異種材料

発揮されるせん断抵抗に対して，主に上載圧およびカルシ

養生日数
（日）

ア改質土の養生日数の影響について調べた．これに加えて，G-0

礫材を対象とした試験では，防砂シートの有無による影響，
せん断面の位置の影響を調べた．また，比較のため，礫材

礫材

※

上載圧
（kPa）

n/a

10

G-1

14

10

G-2

14

20

および砂材については，単材での試験も併せて行った．こ

G-3

14

50

のとき，下部せん断箱には，上部せん断箱と同じ作製方法，

G-4

7

10

同じ密度で各材料を充填した．コンクリート材を対象とし

G-5

28

10

た試験では，カルシア改質土の養生中にコンクリート材を

G-6

14

10

載せず，せん断載荷直前にコンクリート材を設置する試験
G-7

質土の養生に伴って，コンクリート材とカルシア改質土がS-0固着するのに対して，本供試体作製方法では固着していな
い場合のせん断挙動を確認できるものと考えられる．

10mm

上部せん断箱開 口部の位

14

10

防砂シート

n/a

10

砂単材

S-1

14

10

S-2

14

20

S-3

14

50

S-4

7

10

S-5

28

10

14

10

C-2

14

20

C-3

7

10

C-4

28

10

C-5

14

10

C-1
下部せん断箱

砂材

コンクリ
ート材

←せん断方向

カルシア改質土

礫単材

置を変更

も併せて実施した．先述の供試体作製方法ではカルシア改

礫材

その他

コ ンクリー
ト 材を載荷
直前に設置

Cl-1

粘土材

Cl-2
a)

開口部が境界面に位置するケース

10

7

10

※

カルシア改質土の養生日数を意味する．

上部せん断箱4.2 試験結果(1) 礫材とカルシア改質土のせん断特性

10mm

礫材

14

図-4.3 は，礫材とカルシア改質土の一面せん断試験で下部せん断箱得られたせん断変位とせん断応力および鉛直変位の関係を示している．なお，鉛直変位は正が圧縮，負が膨張を示

カルシア改質土しており，これ以降他ケースの鉛直変位も全て同様に整理←せん断方向した．
図-4.3a は，礫単材（G-0）と礫材を用いた異種材料境界（G-1）のせん断特性を比較した結果である．いずれも上載圧は 10kPa である．図より，G-0 では，せん断応力が40kPa に達すると，その後減少傾向に転じるものの，周期的にせん断応力の増減を繰返して，やがて G-1 に近いせb) 開口部がカルシア改質土中に位置するケース（後述のん断応力まで減少することがわかる．これは，G-0 では礫

表-4.1 中で試験ケース G-6 に該当）

粒子の噛み合わせによってせん断に抵抗しているためと

図-4.2 開口部の位置に関する模式図- 63 -

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水雅浩

考えられる．すなわち，せん断に伴って個々の礫粒子が隣ア改質土に食い込んだ状態でせん断が進むため，最も上載り合う粒子を乗り越えたり，間隙に落ち込んだりすること

圧が高く，膨張傾向が小さかった G-3 では，せん断が進むによって，せん断応力は増減を繰り返しながら，やがて一につれて，側壁の拘束効果を受け易いため，載荷途中から定値に収束する．G-0 の鉛直変位を見ると，載荷終了時点

せん断応力が増加したと推察される．

では引き続き膨張傾向を示すものの，その傾向は載荷途中

図-4.3c は，養生日数の異なる G-1，G-4 および G-5 のから徐々に緩やかになっており，やがて体積変化を起こさ結果を示している．上載圧はいずれも 10kPa である．図よない残留状態に達するものと推察される．

り，養生日数が 28 日で最も長い G-5 では，載荷初期に現

一方，G-1 では，せん断応力が 30kPa 程度でピークを示

れるせん断応力のピーク値が最も高く，またピーク後の減すと，その後緩やかな減少傾向に転じる．せん断変位

少傾向が最も顕著である．一方，養生日数が 7 日で最も短30mm ではせん断応力がほぼ一定値に収束しており，残留

い G-4 は，せん断応力のピーク形状が緩やかで，ピーク後状態に達している．G-1 の鉛直変位を見ると，同じく膨張のせん断応力の減少傾向も比較的穏やかである．これらの傾向を示すものの，G-0 に比べて小さい値を推移している．

結果として，載荷終了時のせん断応力を比較すると，G-1

これは，G-1 では礫粒子がカルシア改質土表面を引きずらでやや低い値を示すものの，養生日数の違いによらずいず

れながらせん断されるため，G-0 のように礫粒子の噛み合れのケースも同程度の値に収束する．養生日数の増加ととわせに起因する大きな鉛直変位が発生しなかったためともにカルシア改質土の発現強度が増加すること（図-3.1），

考えられる．

そして固着や礫粒子前面の受働抵抗が大きい載荷初期に

写真-4.7 は，G-1 の試験後に境界面を撮影したものでおいて，G-5 が最も高いせん断応力を示すことから，固着あるが，カルシア改質土表面に礫の粒子形状跡が残っていの強さや受働抵抗の大きさは，養生日数，すなわちカルシ

ることがわかる．これは，図-4.2a で図示されたように，

ア改質土の発現強度に依存すると言える．しかし，せん断

礫粒子がカルシア改質土に食い込んだ状態で養生されてが進行して，固着や礫粒子前面にあるカルシア改質土が一いるためである．このように養生されたことから，載荷初旦破壊されると，今回対象とした養生日数ではその違いが期には礫粒子とカルシア改質土の固着や礫粒子前面に受せん断応力に与える影響は小さい．

働抵抗が働くため，せん断応力のピークが現れる．しかし，

図-4.3d は，開口幅が同じで，その位置が異なる G-1 お

せん断が進み，固着や礫粒子前面のカルシア改質土が破壊

よび G-6 を比較した結果である．開口部の位置は，図-4.2

すると，礫粒子はカルシア改質土内に形成されたすべり面に示した通りである．図より，G-6 において載荷初期に現を引きずられながら水平移動する．やがて，せん断応力はれるせん断応力のピーク値が高いが，せん断が進み，残留一定値に収束し，残留状態となる．これが G-1 における礫状態に近づくと，両者のせん断応力はほぼ同程度になって材とカルシア改質土の境界で発揮されるせん断抵抗メカ

いる．これは，図-4.2b から推測すると，G-6 では上部せニズムと考えられる．また，後述の試験結果や他ケースのん断箱によって礫粒子の動きが拘束されるため，礫粒子下境界面の観察結果によれば，礫材を用いたいずれのケース

面に明確なすべり面が形成されるまで，その拘束効果によでも概ねこのようなメカニズムでせん断抵抗が発揮されって高いせん断応力を示したことが原因であると考えらたものと推察される．

れる．しかし，一旦すべり面が形成されると，すべり面で図-4.3b は，上載圧の異なる G-1，G-2 および G-3 の結発揮される摩擦抵抗が支配的になるため，上部せん断箱の果を比較している．カルシア改質土の養生日数はいずれも拘束効果による影響が小さくなり，両ケースのせん断応力

14 日である．図より，いずれのケースにおいても載荷初の違いが小さくなったと推察される．

期にせん断応力のピークが現れることや，上載圧が高いほ

図-4.3e は，異種材料境界に防砂シートを設置した結果

どそのピーク値が高いことがわかる．しかし，上載圧が低を示している．図より，防砂シートを設置した G-7 では，

い G-1 と比較して，G-2 および G-3 ではピーク形状がややG-1 に見られるような載荷初期のせん断応力のピークは緩やかで，ピーク後のせん断応力は穏やかな減少傾向を示確認されず，載荷開始から徐々にせん断応力が増加すると，している．一方，鉛直変位に着目すると，上載圧が高いほやがて G-1 と同程度のせん断応力に達することがわかる．

ど膨張傾向が小さい．ここで，G-3 では，載荷途中からせ防砂シートが存在することで，礫粒子とカルシア改質土はん断応力が再び増加し，載荷終了時点で最も高いせん断応

固着しないものの，すべり面で発揮される摩擦抵抗は防砂力が現れることがわかる．これは，せん断が進むとともに，シートの有無に依らず同程度であると言える．

下部せん断箱の側壁の拘束効果の影響が現れたためと考

写真-4.8 は，G-7 の試験後の境界面を撮影したものでえられる．すなわち，図-4.2a のように，礫粒子がカルシある．防砂シートに破れなどの破損箇所は見当たらないが，- 64 -

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性

礫粒子が防砂シートに押さえつけられながらせん断されたことを示す凹凸が防砂シート全面およびカルシア改質
土表面に確認される．今回の試験条件では，防砂シートの存在により礫粒子とカルシア改質土は固着しない．しかし，防砂シートは柔らかく薄いため，礫粒子と一緒にカルシア
改質土に折り込まれるような状態でせん断された結果，上述のようなカルシア改質土の表面形状となった．そして，
これによって，防砂シートの有無によらず，同じような残留状態を示したものと推察される．

c)a)

礫単材との比較（G-0，G-1）

養生日数の影響（G-1，G-4，G-5）d) 開口部の位置の影響（G-1，G-6）b) 上載圧の影響（G-1，G-2，G-3）

e)

防砂シートの影響（G-1，G-7）

図-4.3 せん断変位とせん断応力および鉛直変位の関係- 65 -

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水

a)
a)

雅浩

上方からの観察（防砂シート撤去前）

上方からの観察（礫材撤去前）b) 上方からの観察（防砂シート撤去後）
b) 上方からの観察（礫材撤去後）

c)

c)

側方からの観察（防砂シート撤去前）

側方からの観察（礫材撤去後）

写真-4.7 試験後の境界面（G-1）d) 側方からの観察（防砂シート撤去後）
写真-4.8 試験後の境界面（G-7）- 66 -

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性(2) 砂材とカルシア改質土のせん断特性
図-4.4 は，砂材とカルシア改質土の一面せん断試験で得られたせん断変位とせん断応力および鉛直変位の関係を示している．
図-4.4a は，砂単材（S-0）と砂材を用いた異種材料境界（S-1）のせん断特性を比較した結果である．いずれも上
載圧は 10kPa である．図より，いずれのケースでも載荷初期にせん断応力の明確なピークが現れ，その後減少傾向に転じると，両ケースでほぼ同程度のせん断応力まで減少を続ける．このとき，載荷初期のピーク値は，砂単材の S-0の方がやや高いようである．これは，S-1 では上部せん断
箱内の砂のみ膨張するのに対して，S-0 では下部せん断箱
内の砂も膨張するため，正のダイレタンシーが強く，そのa)

砂単材との比較（S-0，S-1）

結果，ピーク値が高くなったと推察される．
写真-4.9 は，S-1 の試験後の境界面を撮影したものである．写真より，すべり面が，異種材料境界ではなく，砂材内部に形成されたことが明らかである．そのため，せん断応力のピークを過ぎて残留状態になると，S-0 および S-1
で同程度のせん断応力を示したものと推察される．なお，
S-1 の他いずれのケースにおいても，材料境界ではなく，砂材内部にすべり面が発生していたことを確認している．
図-4.4b は，上載圧の異なる S-1，S-2 および S-3 の結果を比較している．カルシア改質土の養生日数はいずれも14 日である．図より，いずれのケースでも載荷初期のせん断応力のピークが現れること，上載圧が高いほどせん断b) 上載圧の影響（S-1，S-2，S-3）

応力が高く，膨張傾向が小さいことがわかる．これらはいずれも礫材を用いたケースに見られた傾向と同様である．
図-4.4c は，養生日数の異なる S-1，S-4 および S-5 の結果を示している．上載圧はいずれも 10kPa である．図より，礫材を用いたケースと同じく，養生日数が長くなると，
載荷初期に現れるせん断応力のピーク値がやや高くなるが，せん断が進み，残留状態になると同程度のせん断応力に収束する．
上述の結果より，砂材とカルシア改質土のせん断抵抗メ
カニズムは以下のように推察される．すなわち，明確なすべり面が現れていない載荷初期には，礫材と同様に，砂材とカルシア改質土の固着やカルシア改質土内の受働抵抗が働くため，養生日数，すなわちカルシア改質土の発現強度がせん断応力のピーク値に影響を及ぼす．しかし，固着c)

やカルシア改質土が破壊に至るほど，砂単材のせん断抵抗

図-4.4 せん断変位とせん断応力および鉛直変位の関係が強くないため，せん断が進むとともに，やがて砂材内部にすべり面が形成される．そのため，残留状態では砂単材のせん断挙動と同様な挙動を示したものと考えられる．

- 67 -

養生日数の影響（S-1，S-4，S-5）

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水雅浩

でも載荷初期にせん断応力のピークが現れ，その後減少傾向に転じる．しかし，礫材および砂材とは異なって，せん
断が進んでも，同程度のせん断応力までは減少せず，載荷後半にはせん断応力の急激な増加が見られる．
上述のように，特に載荷後半において特異なせん断挙動が現れた要因を以下のように推察した．写真-4.10 は，C1 の試験後の境界面を撮影したものである．写真より，せん断によってコンクリート材が破壊した様子はなく，コン
クリート材とカルシア改質土の境界面は非常になめらかであることから，材料境界がすべり面になったと考えられる．一方，写真-4.10b から明らかなように，コンクリート
材の前面（写真中，右側）でカルシア改質土が隆起していることがわかる．これは，養生中自重によってコンクリー
ト材がカルシア改質土にやや沈み込んだ状態でカルシアa)

改質土が固化していたことを鑑みると，コンクリート材の上方からの観察前面下端にあるカルシア改質土が載荷に伴って受働崩壊とみられる破壊を起こしたためであり（図-4.6），その反力としてコンクリート材は受働抵抗を受けたものと考えられる．一旦コンクリート材の前面下端で受働抵抗を受けて，いわゆる「躓く」ような挙動になっても，礫材のような粒状材と違って，コンクリート材では割れや欠損を起こさない限り応力の再配分（粒状体であれば，粒子の再配置b) 側方からの観察に相当）が起こらない．そのため，健全な状態のコンクリ

写真-4.9 試験後の境界面（S-1）

ート材は躓いたまま，カルシア改質土を破壊しながら水平
移動することとなる．そして，せん断変位が大きくなると，(3) コンクリート材とカルシア改質土のせん断特性

下部せん断箱側壁の拘束効果による影響が徐々に顕在化

図-4.5 は，コンクリート材とカルシア改質土の一面せ

し，コンクリート材と側壁に挟まれたカルシア改質土が圧ん断試験で得られたせん断変位とせん断応力および鉛直縮破壊されるようになる．載荷後半では，そのようなカル変位の関係を示している．

シア改質土の圧縮破壊強度が加わるため，載荷後半においてせん断応力が急激に増加したと考えられる．

図-4.5a は，上載圧の異なる C-1 および C-2 の結果を示している．カルシア改質土の養生日数はいずれも 14 日で

上述のような挙動を引き起こした原因として，コンクリある．図より，上載圧が 10kPa である C-1 では，載荷初期

ート材を設置した状態でカルシア改質土を養生したため，にせん断応力のピーク形状が緩やかであるが，その後せん

コンクリート材がカルシア改質土内にやや沈み込んだ状

断応力が横ばいと微増を繰り返したあと，せん断変位

態でカルシア改質土が固化したことが考えられる．そこで，25mm 付近から急激に増加する傾向が見られる．一方，上カルシア改質土の養生後，せん断載荷直前にコンクリート

載圧が 20kPa の C-2 では，載荷初期にせん断応力の明確材を設置したケース C-5 の試験を実施した．図-4.5c は，なピークは現れないが，せん断変位 5mm を超えるとせん

C-1 および C-5 の結果を示している．図より，せん断変位

断応力の増加が緩やかとなり，載荷終了までほぼ直線的に10mm まで同程度のせん断応力を示すが，10mm を超える

せん断応力が増加している．このとき，載荷後半に見られと，C-5 では一定のせん断応力を保持するのに対して，C-たせん断応力の急増部分を除けば，上載圧が高い C-2 に

1 ではせん断応力が急増する．このことから，C-1 ケース

おいて，せん断応力が高い結果となっている．なお，せん

では，せん断変位が 10mm を超えると，カルシア改質土か断応力が急増した理由は，後述の通りである．

らの受働抵抗や下部せん断箱の拘束効果の影響が顕在化

図-4.5b は，養生日数の異なる C-1，C-3 および C-4 のしてきたと言える．

結果を示している．上載圧はいずれも 10kPa である．図より，礫材および砂材の試験結果と同様に，いずれのケース- 68 -

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性a)

上載圧の影響（C-1，C-2）a)b) 養生日数の影響（C-1，C-3，C-4）

上方からの観察（コンクリート材除去後）b) 側方からの観察（コンクリート材除去前）c)

後方からの観察（コンクリート材除去後）

写真-4.10 試験後の境界面（C-1）c)

コンクリート材の設置タイミングの違いによる影響（C-1，C-5）
図-4.5 せん断変位とせん断応力および鉛直変位の関係- 69 -

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水雅浩

上部せん断箱コンクリート材
下部せん断箱材料境界に形成されるすべり面

崩壊領域

カルシア改質土←せん断方向図-4.7

図-4.6 すべり面とカルシア改質土内の崩壊領域

せん断変位とせん断応力および鉛直変位の関係（Cl-1，Cl-2）(4) 粘土材とカルシア改質土のせん断特性
図-4.7 は，粘土材とカルシア改質土の一面せん断試験で得られたせん断変位とせん断応力および鉛直変位の関係を示している．図中の 2 ケースはカルシア改質土の養生日数が異なり，Cl-1 は 14 日，
Cl-2 は 7 日となっている．
上載圧はいずれも 10kPa である．図より，載荷初期のせん
断応力の立ち上がりはほぼ同じであるが，せん断変位がおよそ 10mm を超えると，Cl-2 においてやや高いせん断応
力を推移している．
写真-4.11 は，Cl-1 の試験後の境界面を撮影したものである．側方から観察すると，粘土材の内部にすべり面が形成されていたことが明らかである．また，ここには示さな
いが，Cl-2 でも全く同様に粘土材内部にすべり面が形成されていた．両ケースいずれのせん断応力もカルシア改質土ではなく粘土材の特性に由来するものであり，両ケースのa)

上方からの観察

粘土材は同じ条件で作製されたことから，ここで現れたせん断応力の違いは試験誤差によるものと考えられる．

b) 側方からの観察
写真-4.11 試験後の境界面（Cl-1）- 70 -

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性

5. 模型実験
5.1 実験方法(1) 実験装置
図-5.1 および写真-5.1 は，模型実験装置の模式図および各部の外観を示している．土槽（写真-5.1b）は，寸法が幅 1182mm，奥行き 540mm，高さ 400mm である．せん
断箱（写真-5.1c）は，寸法が幅 500mm，奥行き 500mm，
高さ 200mm である．せん断箱は，フラットローラーを挟んで土槽天端付近の軌道に設置され（写真-5.1d，e），摩擦がほぼ働かない状態で軌道上を水平方向に移動することができる．カルシア改質土の養生時やせん断時に必要な

a)

全景

上載圧載荷には，重錘（幅 490mm，奥行き 490mm，高さ50mm，1 枚当たり 94.2kg 他，微調整用の小さい重錘）を必要数用いた（写真-5.1f）．写真-5.1g は，せん断時に用いた載荷ジャッキを示している．載荷ジャッキは，図-5.1
中の載荷ロッドを介してせん断箱に接続され，その載荷能力は押し，引きとも最大 100kN である．本実験では，4 章で述べた一面せん断試験と異なり，下部の土槽内に異種材
料，上部のせん断箱内にカルシア改質土が充填される．
500

載荷ロッド
フラットローラー
養生時水位

せん断箱

150

異種材料

ろ紙敷設

b) 土槽

200

カルシア
改質土

載荷ジャッキへ

20

給水ホース

単位(mm)
上載圧載荷用重錘※礫材のケースのみ

501182
砂層または礫層，コンクリート材

a)

土槽

断面図

せん断箱

1182

土槽

単位(mm)

異種材料

カルシア
改質土

540

載荷ジャッキへ

500

500

c)

せん断箱

写真-5.1 実験装置の全景および各部
b) 平面図
図-5.1 模型実験装置- 71 -

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水d) せん断箱の設置状況

g)

雅浩

載荷ジャッキ写真-5.1（続き）

実験装置の全景および各部(2) 模型地盤作製方法
表-5.1 は，実験ケースの一覧を示している．ここでは，異種材料として礫材，砂材およびコンクリート材を用いた実験を行った．礫材については，単材での実験も併せて実施した．以下に，各実験ケースにおける模型地盤作製方法
を示す．
礫材を用いた GF-0 および GF-1 では，はじめに土槽内に厚さ 50mm の敷き砂層を作製した．ここでは，2mm ふるいを用いて，拡散するように砂を撒き出した後，ハンドバイブレーターを用いた転圧およびコテによる敷き均しe)を行い，相対密度 80%の砂層を作製した（写真-5.2a）．そフラットローラーの設置状況の後，礫材を撒き出し，ハンマーやハンドバイブレーターを用いて転圧し，湿潤密度 1.60g/cm3 の礫層を作製した（写真-5.2b）．
砂材を用いた SF-1 では，はじめに土槽下部から注水するための透水層として湿潤密度 1.60g/cm3 の礫層 50mm を作製した（写真-5.3a）．砂の吸出しを防止するために礫層上の全面に濾紙を敷いた後，相対密度 80%の砂層 150mmを作製した（写真-5.3b）．このとき，各層の撒き出し方法，
転圧方法は GF-0 および GF-1 に等しい．
コンクリート材を用いた CF-1 では，以下のように模型地盤を作製した．はじめに，セメント，砂，砂利および水を所定の配合（表-3.6）で混錬した．ここでは，撹拌にミf)

キサーを使用し，はじめにセメントと砂を投入して 5 分

上載圧載荷用重錘

間の空練りした後，砂利と水を投入してさらに 5 分間攪
拌した（写真-5.4a）．攪拌後の材料を，層厚が 200mm となるように高さを確認しながら土槽内に投入し，表面をコ
テで均した（写真-5.4b）．その後，コンクリート層上にカルシア改質土を作製するまでの 14 日間，室温調整されていない実験室内において気中養生を行った．養生中は乾燥- 72 -

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性を防ぐためにコンクリート層上面をラップフィルムで覆い，その上から湿らせたタオルを全面に敷いた．
上述の手順で各異種材料地盤が完成した後，土槽にせん
断箱を設置し，カルシア改質土を作製した．事前にせん断箱の内壁には摩擦を軽減するためにテフロンシートを貼り付け，その上からビニールシートを重ね合わせた（写真-5.5a）．3.1 に示された浚渫土と製鋼スラグを体積混合率
7：3 の割合で混合，撹拌した．スラリー状のカルシア改
質土をせん断箱に投入した後，ハンドバイブレーターで転圧し，上端面を整形した（写真-5.5b,c）．カルシア改質土を打設した後，せん断箱の天端面まで注水し，カルシア改
質土の上に上載圧載荷用重錘を 1 枚（94.2kg）設置した．
その後，室温調整されていない実験室内において 28 日間b) 礫層作製後の水中養生を行った（写真-5.5d）．写真-5.5 では，GF-1

写真-5.2

GF-0 および GF-1 の地盤作製状況の例を示したが，SF-1 および CF-1 も同様の方法でカルシ
ア改質土を作製した．

表-5.1 模型実験ケースの一覧
Case

異種材料

養生日数
（日）

GF-0

礫材

GF-1

※1

上載圧

その他
※2

（kPa）

n/a

10，20

28

10，20

SF-0

砂材

28

10，20

CF-1

コンクリ

28

10，20

礫単材

ート材

a)

※1

カルシア改質土の養生日数を指す．

※2

カルシア改質土の自重を含まない．

a)

砂層作製後

b) 砂層作製後

礫層作製後

写真-5.3- 73 -

SF-1 の地盤作製状況

松村

a)

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水攪拌状況（使用したミキサー：愛工舎製作所 AM-90）b) カルシア改質土の投入および転圧

b) コンクリート層の作製状況
写真-5.4a)

雅浩

c)

カルシア改質土の作製後

CF-1 の地盤作製状況

カルシア改質土の投入前

d) 上載圧載荷および水中養生
写真-5.5 カルシア改質土の作製状況（GF-1 の例）- 74 -

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性(3) 実験条件
カルシア改質土を養生した後，上載圧載荷用重錘，載荷ジャッキ，せん断力測定用ロードセルおよび変位計を所定の位置に設置した（写真-5.6）．載荷中は載荷ジャッキの水平変位，せん断箱の水平変位 2 か所および上載圧載荷用重錘の鉛直変位 4 か所を測定した（図-5.2）．ここで，上載圧載荷用重錘の鉛直変位は，カルシア改質土の鉛直変位に等しいものと考えた．
せん断載荷は，載荷速度 1mm/min，せん断面の開口幅20mm 一定として行った．また，載荷中の水位は，異種材料の地表面，
すなわち土槽底面より 200mm の高さとした．
表-5.2 は，各ケースにおける載荷条件を示している．全
写真-5.6 せん断載荷実験の状況（GF-1 の例）

ケースにおいて，上載圧 10kPa（重錘約 250kg を使用）の
もとせん断載荷を開始した．その後，せん断荷重が増加して一定となるか，最大値を記録後一定程度まで低下したこEとを確認して，載荷を一旦停止し，上載圧を 20kPa（重錘

水平変位(E)（せん断箱）

約 507kg を使用）に増加させて再載荷を行った．そのた

水平変位（ジャッキ）

め，再載荷を開始する変位が異種材料によって異なっていNる．その後，せん断荷重が再び一定となったことを確認し鉛直変位(NE)（せん断箱）

鉛直変位(SE)（せん断箱）

鉛直変位(NW)（せん断箱）て，載荷を終了した．載荷後には，除荷を行った．
なお，表中括弧内に示した値は，重錘に加えて，カルシ

鉛直変位(SW)（せん断箱）
水平変位(W)（せん断箱）

ア改質土の重量を考慮した上載圧を示している．ただし，

W

GF-0 では，せん断箱内に投入された礫材の重量を考慮し
図-5.2 変位計の配置図

た上載圧である．本実験では，カルシア改質土下端にせん断面が形成されるため，せん断面付近にはカルシア改質土の重量を考慮した値にほぼ等しい上載圧が作用している

表-5.2 載荷条件の一覧

ものと考えられる．

実験ケース

上載圧載荷の条件

GF-0

水平変位 30mm まで 10kPa（12.9kPa）
水平変位 60mm まで 20kPa（23.0kPa）

GF-1

水平変位 45mm まで 10kPa（14.3kPa）
水平変位 70mm まで 20kPa（24.4kPa）

SF-1

水平変位 20mm まで 10kPa（14.2kPa）
水平変位 40mm まで 20kPa（24.3kPa）

CF-1

水平変位 10mm まで 10kPa（14.3kPa）
水平変位 20mm まで 20kPa（24.3kPa）- 75 -

S松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水雅浩

5.2 実験結果

では，上部せん断箱によって礫材の側面が完全拘束され，(1) 礫材とカルシア改質土のせん断特性

且つ上面には上載圧が載荷されていることに加えて，せん

図-5.3 は，礫単材（GF-0）および礫材とカルシア改質

断面の開口幅が礫材粒径より小さいため，必ず礫材下面と土（GF-1）による模型実験で得られたせん断変位とせん断

カルシア改質土の境界にすべり面が形成される（図-5.4a）．

応力および鉛直変位の関係を示している．なお，鉛直変位

一方，模型実験では，礫材表面のうち，カルシア改質土がは，重錘上面 4 隅（図-5.2）で測定された値の平均値を示設置されていない領域は上載圧がゼロに近い状態となっしており，正が圧縮，負が膨張を示している．図より，GF-ている（図-5.4b）．そのため，カルシア改質土は，礫粒子0 ではせん断変位の増大とともにせん断応力が徐々に増が固着したまま，載荷方向側前面にある無拘束状態の礫粒

加し，やがて一定値に収束している．これに対して，GF-

子を押しのけながら水平移動することが可能であり，一部

1 では載荷初期にせん断応力の明確なピークが現れたあ礫材内にすべり面が形成されたと考えられる（図-5.4b）．

と，せん断変位の増大とともにせん断応力が徐々に低下し，

このように，礫材を用いた実験では，礫材の拘束条件の違

やがて GF-0 と同程度のせん断応力に達している．載荷途

いに起因して，せん断抵抗メカニズムがやや異なっていた

中で上載圧 10kPa を増加させる前後のせん断応力を比較ことが推察される．そのため，異種材料が礫材の場合には，

すると，GF-0 で 1.5 倍程度，GF-1 で 1.4 倍程度のせん断

このような拘束条件や固着の状態を十分に考慮して材料応力増加となる．一方，鉛直変位に着目すると，いずれの境界の摩擦係数を決定する必要がある．

ケースでも膨張傾向を示すものの，GF-1 では GF-0 と比較
して膨張量が小さく，載荷途中で膨張傾向が停滞している．
これは，GF-0 ではせん断に伴って礫粒子が隣接する礫粒子を乗り上げて体積膨張するのに対して，GF-1 では礫粒子同士の乗り上げだけでなく，境界面付近で礫粒子がカル
シア改質土に沈み込んだり，引きずるように水平変位した
結果，体積膨張が抑えられたためと推察される．
写真-5.7 は，GF-1 の載荷後，上部のせん断箱を撤去し，カルシア改質土を反転させて，すべり面の様子を観察したものである．写真-5.7b より，すべり面の上面を見ると，下半分（載荷方向側）にカルシア改質土に固着したままの礫粒子が残っている様子がわかる．また，写真-5.7c より，
すべり面の下面を見ると，下半分（載荷方向と反対側）に
図-5.3

カルシア改質土が残っている様子がわかる．

せん断変位とせん断応力および鉛直変位の関係（GF-0，GF-1）

これらの結果より，GF-1 におけるせん断抵抗メカニズ
ムを推察すると以下のようになる．まず，異種材料境界付
近では礫粒子が食い込んだ状態でカルシア改質土が固化しているため，礫粒子の移動が拘束されている．そのとき，載荷初期には両材料が固着しているため，高いせん断抵抗が発揮される．これは前述の一面せん断試験と同様である．
しかし，載荷を継続すると，写真で観察されたように，一部でその固着が破壊するが，一部では固着したままとなっている．そのため，固着したままの領域では礫粒子同士のせん断抵抗が発揮され，固着が破壊した領域では礫材とカルシア改質土の摩擦抵抗が発揮される．そして，それらを合わせたものが全体のせん断応力として計測されたと推察される．
せん断抵抗メカニズムのこのような違いを生じた原因の一つとして，一面せん断試験と模型実験における礫材の拘束状態の違いが挙げられる．すなわち，一面せん断試験- 76 -

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性

上部せん断箱

すべり面
の上面

礫材
下部せん断箱
礫材下面に形成されるすべり面
カルシア改質土

すべり面の上面
カルシア
改質土

下面

異種材料

a)

載荷後，上部のカルシア改質土を反転させた様子

a)

一面せん断試験
せん断箱→せん断方向
カルシア改質土

固着した
ままの礫
粒子

土槽

礫材内に形成されるすべり面

礫材
礫材間隙に浸透して固化したカルシア改質土b) すべり面の上面b) 模型実験
図-5.4 礫材を用いた各試験で想定されるすべり面(2) 砂材とカルシア改質土のせん断特性
図-5.5 は，砂材とカルシア改質土（SF-1）の試験結果を示している．図より，砂材の場合にも，礫材（GF-1）と同様に，載荷初期にせん断応力のピークが現れ，せん断変位の増大とともにせん断応力が減少する傾向が見られる．また，上載圧を増すことによって，せん断応力が増加する傾向も確認される．これは，カルシア改質土側の境界面の大部分に砂が付着していたこと（写真-5.8），砂単材が明確なひずみ軟化挙動を示すこと（図-4.4a）から，SF-1 では
砂材の内部にすべり面が発生し，砂単材のせん断抵抗が発揮されていたものと考えられる．一方，鉛直変位に着目すc)

すべり面の下面

ると，せん断応力がピークを超えるまで体積変化を起こさ

写真-5.7 実験後のすべり面（GF-1）

ないが，
せん断変位 10mm 付近からやや圧縮傾向を示し，
上載圧の増加とともにさらに強い圧縮傾向を示すようになる．載荷の途中から砂地盤前面（載荷方向側）において地盤の隆起が観察されたことから類推すると，図-5.6 に示されるように砂材内にすべり面が発生する支持力破壊- 77 -

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水雅浩のような破壊モードが現れたことが原因と考えられる．つせん断箱

まり，ここで確認された圧縮傾向は，実際に砂地盤が圧縮→せん断方向
カルシア改質土したのではなく，砂地盤の支持力破壊とともにカルシア改

砂材の隆起

土槽

質土が沈下したためと考えられる．

砂材内に形成されるすべり面

砂材

図-5.6 砂材を用いた模型実験で想定されるすべり面(3) コンクリート材とカルシア改質土のせん断特性
図-5.5

図-5.7 は，コンクリート材とカルシア改質土（CF-1）

せん断変位とせん断応力および鉛直変位の関係の試験結果を示している．コンクリート材の場合には，載（SF-1）

荷初期にせん断応力がピークを示すと，その後急激に低下
し，一定のせん断応力を保持する．また，上載圧の増加に伴って，せん断応力が増加すると，その後も一定のせん断応力を保持するようである．鉛直変位に着目すると，やや膨張傾向が見られるものの，その膨張量は非常に小さく，
載荷中にわたってほぼ体積変化しない．載荷後に境界面を観察すると（写真-5.9），カルシア改質土とコンクリートの境界で剥離したような表面の状態であった．そのため，載荷初期に境界面で固着が破壊した後は，境界面に沿って水平方向に滑動するようなすべり挙動に移行したものと考えられる．

a)

すべり面の上面

図-5.7（CF-1）b) すべり面の下面
写真-5.8 実験後のすべり面（SF-1）- 78 -

せん断変位とせん断応力および鉛直変位の関係

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性

6. 結果の考察
6.1 最大／残留せん断応力時の摩擦係数
各種試験の結果を比較するために，最大せん断応力，残留せん断応力および摩擦係数に着目した．礫材およびコン
クリート材を用いた一部のケースでは，せん断箱の拘束効
果によって，載荷途中からせん断応力が再び増加する傾向が見られた．そのため，ここでは載荷を開始してから初めて現れたせん断応力のピークを最大せん断応力とした．そして，最大せん断応力以降に現れたせん断応力の最小値を
残留せん断応力として定義した．ただし，載荷終了までせん断応力が増加し続けた C-2 について，本一面せん断試a)

験装置および試験条件のもとでは，
せん断変位が 10mm を

すべり面の上面

超えるとせん断箱の拘束効果による影響が顕在化する場
合があることから（図-4.5c），せん断変位 10mm 時点のせん断応力を残留せん断応力とみなした．また，せん断応力が明確なピークを持たず，横ばいになる G-7，Cl-1 およびCl-2 については，
横ばいになる区間で現れたせん断応力の最小値を残留せん断応力とみなした．
模型実験では，上載圧を増加させたタイミングがケース毎に異なる．そこで，上載圧増加前に現れたせん断応力のピークを最大せん断応力とした．また，上載圧増加前後でせん断応力が横ばいになった区間から各上載圧下での残留せん断応力を求めた．ここで，上載圧増加時点では，異種材料とカルシア改質土の固着が既に破壊されていたと考えられるため，上載圧増加後の最大せん断応力は求めていない．

b) すべり面の下面

表-6.1 および表-6.2 は，上述の方法で求めた全ケース

写真-5.9 実験後のすべり面（CF-1）の最大せん断応力，残留せん断応力と，これらの各せん断応力時の摩擦係数µtest を示している．µtest は式（2）によって求められる．

𝜏𝜏µtest = 𝜎𝜎

𝑣𝑣

(2)

ここで，τは最大せん断応力または残留せん断応力，σv は上載圧である．このとき，模型実験のσv には，カルシア改
質土の自重が含まれている．また，図-6.1 は，異種材料とカルシア改質土を用いたケースについて，最大せん断応
力および残留せん断応力と上載圧の関係を示している．図には，一面せん断試験結果（塗りつぶしマーカー，Filled）
および模型実験結果（白抜きマーカー，Unfilled）を併せて示している．また，原点を通る各点線は，摩擦係数一定を示す直線である．なお，砂材や粘土材のように，明らかに異種材料内部にすべり面が発生した試験ケースでは，上- 79 -

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水述の摩擦係数が厳密には材料境界の摩擦係数であるとは

雅浩

表-6.1 一面せん断試験結果の一覧

言えず，あくまで見かけの摩擦係数であるということに留

上載圧
Case

意されたい．

せん断応力τ（kPa）
σ（kPa）
v

表および図より，全ケースを対象として見ると，摩擦係摩擦係数µtest

最大

残留

最大

残留

10

40.3

21.2

4.03

2.12

10

28.1

20.7

2.81

2.07

G-2

20

37.6

33.7

1.88

1.68

砂材を用いたケースでは，他の異種材料と比較して，µtest

G-3

50

52.6

48.5

1.05

0.97

が全体的に低い．一方，上載圧の影響に着目すると，図-

G-4

10

28.9

25.0

2.89

2.50

6.1 より砂材に限らず礫材やコンクリート材においても，

G-5

10

37.5

24.3

3.75

2.43

上載圧が高くなるとµtest が低くなる傾向が確認される．こ

G-6

10

33.4

22.1

3.34

2.21

のとき，表-6.1 より，例えば，養生日数が同じで，上載圧

G-7

10

n/a

19.4

n/a

1.94

が 10kPa と 50kPa のケースについて，残留せん断応力時

S-0

10

22.5

5.5

2.25

0.55

のµtest を比較すると，礫材では 2.07（G-1）と 0.97（G-3）
，

S-1

10

18.8

7.9

1.88

0.79

砂材では 0.79（S-1）と 0.40（S-3）となり，上載圧の違い

S-2

20

24.3

14.8

1.21

0.74

によってµtest が大きく異なる．

S-3

50

33.4

20.1

0.67

0.40

数µtest の最小値は最大せん断応力時で 0.67，残留せん断応

G-0

力時で 0.40 となっている．いずれの値も砂材，且つ上載G-1

圧 50kPa の実験ケースで得られた値である．このように異種材料別に見ると，礫材を用いたケースでは，µtest の

S-4

10

15.6

9.7

1.56

0.97

最小値が 1.0 程度，最大値が最大せん断応力時で 3.75，残

S-5

10

20.2

11.7

2.02

1.17

留せん断応力時でも 2.50 となっている．これは，軽量混

C-1

10

16.3

14.9

1.63

1.49

合処理土と捨石の場合に設定されている摩擦係数 0.75～

C-2

20

n/a

20.9

n/a

1.04

0.80（財団法人沿岸開発技術研究センター，1999）より高

C-3

10

18.7

12.6

1.87

1.26

い摩擦係数である．また，コンクリート材を用いたケース

C-4

10

22.9

18.5

2.29

1.85

でも，µtest が比較的高く，最小値は 0.82（CF-1）となって

C-5

10

15.4

14.2

1.54

1.42

いる．これらの異種材料は，いずれもカルシア改質土との

Cl-1

10

n/a

7.0

n/a

0.70

境界付近ですべり面が確認されたものである．言い換えれ

Cl-2

10

n/a

8.4

n/a

0.84

ば，異種材料とカルシア改質土がそれぞれ単材として持つ

n/a：載荷終了までせん断応力が増加傾向を示したため，該当なし．

せん断抵抗力が，すべり面での摩擦抵抗力を上回ったため，
材料境界付近が弱面，すなわちすべり面となったと考える

表-6.2

ことができる．

圧増加前，下段は上載圧増加後の値を示す）

他方，砂材および粘土材では，µtest が比較的低い値を示

模型実験結果の一覧（各ケースの上段は上載
上載圧

Case

しており，その最小値は砂材で 0.40（S-3），粘土材で 0.70

σ（kPa）（kPa）v（Cl-1）である．これらは，いずれも異種材料内部ですべり面が確認されたものであり，異種材料境界の摩擦抵抗に

GF-0

比べて，異種材料単材のせん断抵抗が小さかったと推察される．土田ら（2002）は，実験によって軽量混合処理土とGF-1

砂材の摩擦係数について比較的低い値（0.46～0.55）が得られたこと，実験後の周辺地盤の観察結果から砂材内部にSF-1

すべり面が発生したことを報告している．そして，この原因について，砂材に対して締固めを行わなかったため，砂CF-1

材が非常に緩い状態であった可能性があることを挙げている．このように，異種材料の強度が低い場合には，異種

せ ん 断 応 力

摩擦係数µtest

最大

残留

最大

残留

12.9

n/a

23.5

n/a

1.82

23.0

n/a

36.1

n/a

1.57

14.3

33.8

21.2

2.36

1.48

24.4

n/a

29.6

n/a

1.21

14.2

14

8.6

0.98

0.61

24.3

n/a

10.3

n/a

0.42

14.3

22.9

16

1.6

1.12

24.3

n/a

19.8

n/a

0.82

n/a：載荷終了までせん断応力が増加傾向を示した，あるいは異種材料内部にすべり面が発生し，そのときのせん断抵抗力は材料とカルシア改質土の固着が既に破壊されていたため，該当な異種材料単材のせん断抵抗力に依存するものと考えられし．

る．

- 80 -

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性

コンクリート材の場合には，カルシア改質土との境界で発揮される摩擦抵抗力に比べて，コンクリート単材のせん
断強度が非常に高い．また，地盤材料と比べても，コンク
リート材の材料強度のばらつきは一般的に小さいものと考えられる．そのため，カルシア改質土の強度が十分に高い場合には，常に材料境界ですべり面が発生するものと考えてよい．このとき，本研究の実験結果に基づき，材料境
界の摩擦係数として 0.8 という値を参考とできる．
これに対して，礫材，砂材および粘土材のような地盤材料の場合には，現場毎に強度特性が異なり，またそのばらつきも比較的大きいものと考えられる．そのため，材料境界の摩擦係数をパラメータとした繰返しの検討を行い，安全側となるような摩擦係数の設定が必要である．具体的には，本研究で得られた摩擦係数の最小値と，異種材料単材のせん断抵抗力に相当する摩擦係数を含む範囲で材料境界の摩擦係数を仮設定する．そして，その範囲の中で最もa)

安全側となる材料境界の摩擦係数を決定する．

最大せん断応力図-2.2 の壁面に作用する地震時土圧を例にとると，図2.6 で示されたように，材料境界の摩擦係数が低いほど，材料境界をすべり面とする Mode 4 の地震時土圧は大きくなる．これに対して，材料境界の摩擦係数が高くなると，Mode 4 で発生する地震時土圧が小さくなる一方，摩擦係数がある値以上になると，背後地盤内部のすべり面を仮定する Mode 2 の地震時土圧が大きくなる．これは，材料境界の摩擦係数を低く設定することが，必ずしも安全側の検討とは言えないことを意味する．そのため，図-2.2 の例の場合には，材料境界の摩擦係数を低く設定した場合に発生する Mode 4 の地震時土圧と，高く設定した場合に発生する Mode 2 の地震時土圧を比べて，地震時土圧がより大きくなるような材料境界の摩擦係数を探す必要がある．このように，地震時土圧のような設計における所定の課題に対して，材料境界の摩擦係数をパラメータとした繰返しの検討を行い，安全側となる材料境界の摩擦係数を決定する
b) 残留せん断応力

ことが望ましい．このとき，材料境界の摩擦係数の下限値

図-6.1 各種せん断応力と上載圧の関係について，実験結果で得られた礫材で 0.95，砂材で 0.40，
粘土材で 0.70 という値を参考とできる．
なお，上述で示した摩擦係数は，裏埋め材などとして用6.2 摩擦係数の設定に関する考察

いたカルシア改質土が，異種材料との材料境界において滑上述のように，材料境界の摩擦係数は，異種材料の種類

動するような場合に，摩擦抵抗力の算定に用いることがでや強度特性，あるいは上載圧によって大きく異なる．一方，きる値である．その値は，岸壁の安定解析や地震時の動的2.2 で示されたように，その摩擦係数のわずかな違いでも，解析などにおいて，材料境界の摩擦係数の設定に参考にな

壁面に作用する土圧は大きく異なる．そのため，設計におるものと期待される．

いて摩擦係数を適切に設定することは非常に重要である．
設計に用いる摩擦係数の設定方法について，本研究で得られた結果に基づき，以下の通りに考察した．
- 81 -

松村

聡・水谷 崇亮・森川 嘉之・赤司 有三・本田 秀樹・清水

7. おわりに

雅浩

ア改質土の上部に異種材料（本例の場合，高炉スラグに相当）が施工される場合には，カルシア改質土がある程度固本研究では，カルシア改質土を岸壁の裏込め材や裏埋め化した後に本材料が投入される場合も考えられる．このよ

材として利用することを想定して，異種材料との境界で発うな場合には，異種材料とカルシア改質土との固着が働か揮されるせん断抵抗を，一面せん断試験および模型実験にないなど，本試験条件とは異なるものと考えられる．このよって実験的に調べた．また，カルシア改質土を裏込め材

ように，施工方法や施工手順によっても材料境界の状態がとして用いた場合に，材料境界の摩擦係数が地震時土圧に異なることが考えられる．そのため，所定の施工を行った

与える影響を分割法による計算によって調べた．これらの際に，カルシア改質土と異種材料が想定するような接触状検討に基づいて，各種異種材料とカルシア改質土の材料境

況となっているか現地において確認することが望ましく，界の摩擦係数について，設計での設定方法を考察した．主今後の検討課題である．
（受付年月日：2020 年 9 月 11 日）

な結論は以下の通りである．
礫材またはコンクリート材とカルシア改質土を用いた
各種試験結果より，異種材料の強度が十分に高い場合には，謝辞

せん断によって材料境界付近にすべり面が発生する．この

本実験を実施するにあたって，基礎地盤コンサルタンツ

ときに比較的高い摩擦係数が得られ，礫材で 0.95 以上，

（株）
・宮下氏，
（株）複合技術研究所・木内氏の御協力をコンクリート材で 0.8 以上となった．

賜った．また，本研究を進めるにあたって，四国地方整備

砂材または粘土材とカルシア改質土を用いた各種試験

局高松港湾空港技術調査事務所，（一財）沿岸技術研究セ

では，異種材料の強度が低いために，材料境界ではなく，ンター，（株）日本港湾コンサルタントより御助言を頂い

異種材料内部にすべり面が確認された．このとき，比較的た．末筆ながら記して謝意を表します．

低い摩擦係数が得られ，砂材で 0.4 以上，粘土材で 0.7 以
参考文献上となった．

赤司有三，根木貴史，樋口晃，春日井康夫，片桐雅明，谷粘土材を除いた礫材，砂材およびコンクリート材を用いた試験では，載荷初期にせん断応力のピークが確認された．

山健二，田中睦，平松敏和（2019）：カルシア改質土

これは，材料境界で異種材料とカルシア改質土が固着しての法面勾配制御技術，土木学会論文集 B3（海洋開発），いることや，カルシア改質土の受働抵抗による影響と考え

Vol. 75，No. 2，pp. I_893 – I_898．

られる．そのため，カルシア改質土の養生日数が長いほど，

池野勝哉，三藤正明，善功企，菅野高弘，中澤博志（2011）：

すなわちカルシア改質土の発現強度が高いほど，せん断応

滑走路地盤の側方流動対策に関する研究，土木学会論

力のピークが大きい．しかし，載荷が進行して，固着や受文集 C（地圏工学），Vol. 67，No. 1，pp. 130 – 144．

働領域が破壊された状態と考えられる残留せん断応力は，一般財団法人沿岸技術研究センター（2017）：港湾・空港・本試験で対象とした養生日数の範囲では，養生日数によら海岸等におけるカルシア改質土利用技術マニュアル．
一般社団法人日本鉄鋼連盟（2008）：転炉系製鋼スラグ海ず同程度の値となった．

域利用の手引き．

材料境界の摩擦係数をパラメータとして，岸壁に作用す
る地震時土圧を計算した．材料境界にすべり面を仮定した

木曽英磁，辻井正人，伊藤公夫，中川雅夫，五明美智男，場合，材料境界の摩擦係数が高いほど地震時土圧が小さく

永留健（2008）転炉系製鋼スラグの混合による浚渫土なるが，摩擦係数がある程度高くなると，材料境界ではなの固化改良技術，海洋開発論文集，第 24 巻，pp. 327

く，背後地盤内部にすべり面を仮定した場合の地震時土圧- 332.

が大きくなる結果となった．これは，材料境界の摩擦係数

公益社団法人日本港湾協会（2018），港湾の施設の技術上を低く設定することが必ずしも安全側の検討とはならなの基準・同解説，pp. 522.

いことを示している．そのため，異種材料が地盤材料（礫

国土交通省（2017），浚渫土と転炉系製鋼スラグの混合材

材，砂材または粘土材）のように強度のばらつきが大きいの海域利用のための技術マニュアル（案）．

材料の場合には，材料境界の摩擦係数をパラメータとした財団法人沿岸開発技術研究センター（1999）：港湾・空港

繰返し検討を行うことが必要であると考えられる．

における軽量混合処理土工法技術マニュアル，pp. 3-

今回の各種試験では，異種材料とカルシア改質土の固着6．

を再現するために，異種材料を接触させた状態でカルシア

篠崎晴彦，赤司有三（2017）：鉄鋼スラグの利活用の現状

改質土を養生した．一方，2.2 の岸壁例のように，カルシと課題，基礎工, 9 月号, pp. 022 – 026.
- 82 -

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性

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curing,港湾空港技術研究所報告第 59 巻 第 2 号

２０２０．９

編集兼発行人

国立研究開発法人海上・港湾・航空技術研究所

発

港 湾 空 港 技 術 研 究 所

行

所

横 須 賀 市 長 瀬 ３ 丁 目 １ 番 １ 号
TEL. 046(844)5040 URL. http://www.pari.go.jp/

C （2020）by MPAT
Copyright ○All rights reserved. No part of this book must be reproduced by any means without the written
permission of the President of MPAT
この資料は、海上・港湾・航空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、複写は海上・港湾・航空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。

CONTENTS
1. Investigation of Applicability of Coral Based Aggregate on Marine Concrete Structures
Takahiro NISHIDA，Toru YAMAJI，Kazuhide YONAMINE，Osamu TANIGUCHI，Ryoichi TANAKA，Hiroshi TAKENAKA，Osamu KIYOMIYA…………………………………………………………………… 3

2. Centrifuge Model Tests for Investigation of Instability of Seawall Ground Due to Ocean Waves

Hidenori TAKAHASHI…………………………………………………………………………………………31
3. Interface shear properties between steel-slag-mixed dredged soils and different materials

Satoshi MATSUMURA，Takaaki MIZUTANI，Yoshiyuki MORIKAWA，Yuzo AKASHI，Hideki
HONDA，Masahiro SHIMIZU……………………………………………………………………………… 51
4. Advanced Method for Identification of Windsea and Swell on the Multi-modal Directional Wave
SpectrumTakashi FUJIKI，Koji KAWAGUCHI……………………………………………………………………… 84