港湾空港技術研究所報告第 63 巻第 1 号(2024.3)

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動
高橋

英紀*・上野 一彦**・河田 雅也***・小西 一生†・府川 裕史††
・和田 眞郷†††・竹内 秀克‡・徳永 幸彦‡‡・森川 嘉之‡‡‡要

旨深層混合処理工法によって地盤をセメント固化して，その改良体を岸壁の本体工として利用する方法が提案されている．比較的経済的に岸壁を構築でき，改良体をそのままクレーンの基礎としても利用できる．特に，老朽化した矢板式岸壁を改修する方法として適している．ただし，コンクリ
ートよりも固化処理土は軽いために，地震時に岸壁は不安定化しやすいと考えられ，地震時挙動を把握しておくことが重要である．本研究では，遠心模型実験や有限要素法解析による数値解析に基づいて本岸壁構造の地震時挙動を検討した．その結果，岸壁本体工である改良体にはある程度の幅（本体工の高さ程度以上）を設け，非液状化層に着底させることが望ましいことを示した．また，設計における外力条件の検討を行い，安定性評価法の妥当性を示した．数値解析では，実験結果を再現することを試み，概ね精度よく再現できることを確認した．最後に，実験や解析結果に基づいた設計法や施工における注意点についてまとめた．
キーワード：固化処理土，深層混合処理工法，岸壁，遠心模型実験，有限要素法解析* 地盤研究領域 地盤改良研究グループ長** 五洋建設株式会社*** 清水建設株式会社† 株式会社竹中土木†† 東亜建設工業株式会社††† 東洋建設株式会社‡ 株式会社不動テトラ‡‡ CDM研究会‡‡‡ 地盤研究領域長〒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：046-844-5055
Fax：046-844-0618
E-mail：takahashi-h@p.mpat.go.jp- 78 -REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.63, No.1 (Mar.2024)

Seismic Behaviours of Quaywall Structure
Utilising Cement Treated Soil as Retaining Wall
Hidenori TAKAHASHI*
Kazuhiko UENO**
Masaya KAWATA***
Kazuo KONISHI†
Hirofumi FUKAWA††
Masato WADA†††
Hidekatsu TAKEUCHI‡
Sachihiko TOKUNAGA‡‡
Yoshiyuki MORIKAWA‡‡‡

Synopsis
A method has been proposed in which the ground is cemented by the deep mixing method, andthe improved body is used as the main body of a quay wall. Quay walls can be constructed
relatively economically and the improved bodies can be also used as foundations for cranes. Thismethod is particularly suitable for repairing dilapidated sheet pile quay walls. However, as cement
treated soil is lighter than concrete, the quay walls are likely to be unstable during earthquakes, and
it is important to understand their seismic behaviours. In this study, the seismic behaviours of thequaywall structure were investigated based on centrifuge model tests and numerical analyses using
the finite element method. The results showed that it is desirable for the improved block, which is
the main body of the quaywall, to have a certain width (more than the height of the main body) andto land on the non-liquefied layer. The external force conditions in the design were also studied andthe stability evaluation method was verified. The numerical analyses reproduced the test resultswith generally good accuracy. Finally, design methods based on the test and analytical results andconstruction precautions are summarised.
Key Words: Cement treated soil, deep mixing method, quay wall, centrifuge model test,
finite element analysis* Head of Soil Stabilization Group, Geotechnical Engineering Department** Penta-Ocean Construction Co., Ltd.
*** Shimizu Corporation† Takenaka Civil Engineering & Construction Co., Ltd.
†† Toa Corporation††† Toyo Construction Co., Ltd.
‡ Fudo Tetra Corporation‡‡ Cement Deep Mixing Method Association‡‡‡ Director of Geotechnical Engineering Department
3-1-1, Nagase, Yokosuka, Kanagawa 239-0826, JapanPort and Airport Research Institute
Phone : +81-46-844-5055
Fax : +81-46-844-0618
E-mail : takahashi-h@p.mpat.go.jp- 79 -

目

次

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

78

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

81

2. 遠心模型実験 ············································································································

82

2.1

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

82

2.2

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

86

3. 安定性照査法の検討 ··································································································

91

要

3.1

照査方法 ············································································································

91

3.2

Newmark法による滑動量の推定方法 ········································································

91

3.3

滑動量の推定結果 ·······························································································

91

4. 数値解析 ··················································································································

92

4.1

解析方法 ············································································································· 92

4.2

解析結果 ············································································································· 94

5. 結論 ·························································································································· 97
6. あとがき ··················································································································· 97
謝辞 ······························································································································ 97
参考文献 ························································································································ 97
付録A 設計法の概要 ········································································································ 99
付録B 施工の注意点 ······································································································· 102- 80 -

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動

1. まえがきため，そのような地盤条件に限定して適用できる構造形式である．転石をオーガーで削孔することも可能である

港湾地域における代表的な岸壁の構造形式には，コンが，その場合には費用が追加される．さらに，改良体のクリートケーソンや鋼板セル等を用いた重力式，鋼矢板

長期的な劣化例えば 3), 4)も加味する必要がある．これらの短や鋼管矢板等を用いた矢板式，鋼管と床版を用いた桟橋所も考慮して現場で用いることが重要である．なお，本式などがある．岸壁の構造形式については，各々の現場構造形式の断面形状は重力式岸壁のものに似ているために適したものが選択され，いずれの形式も多くの現場でに，「疑似重力式岸壁構造」と呼ばれたりしている．著者

採用されてきた．一方で，より経済的に新たな岸壁を構

らは，深層混合処理地盤によって形成する岸壁構造であ築したり，既存の岸壁を改修して増深したり，耐震性をることを強調するために「DM 岸壁構造（DM は Deep

高めたりすることが望まれている．その 1 つの試みとし

Mixing の略）」と名付けている．

て，深層混合処理工法 1), 2)によって地盤をセメント固化

本構造形式が提案されて実際に現場において適用されして，その改良体を岸壁の本体工として利用する方法がた岸壁は三河港神野地区の岸壁である 5), 6)．この現場で提案されている（図–1.1 参照）．コンクリートや鋼材には，老朽化した矢板式岸壁を改修し，耐震強化するととよって本体工を構築することに比べて，深層混合処理工

もに水深を大きくする必要があり，種々の検討の後に本法によって改良体を構築する方が一般的には経済的であ構造が初めて適用された．設計では，準静的なつり合いる．また，比較的広い範囲を固化処理するために，図-1.1

状態を考えて永続状態と変動状態での安定性は評価され，に示すように改良体をそのままクレーンの基礎として利偶発時の挙動は有限要素解析を用いて検討された．実際用することもできる．さらに，地震によって岸壁が海側の施工も終了しており，問題なく岸壁は完成している．

へ変位したり，船舶が衝突して改良体が損傷したりして

ただし，他の現場においても本構造を広く用いるためにも，重機によって改良体を壊すことは比較的容易であり，は設計法と施工法を構築しておく必要があり，特に，固補修を行いやすい可能性もある．改良体の背後を追加で化処理土の軽さに起因して岸壁が不安定化しやすいため，

深層混合処理することで，原形断面に復旧したり，より

地震時の挙動を確認しておく必要がある．振動特性を把

耐震性を増したりすることも可能である（図–1.2 参照）．

握することで，改良体の寸法や形状等について，より経

ただし，コンクリートに比べて固化処理土は軽く，岸壁

済的で安定性の高いものを設計できる可能性もある．昨の安定性を確保するためには，通常の重力式岸壁の本体

今では，重量物を取り扱う洋上風力発電施設の建設・維工よりも改良体の幅を広くしたり，深度を大きくしたり

持管理のための岸壁にも本構造の利用が検討されており，する必要がある．また，地盤内に転石が無く，地盤の強より詳細な検討が必要である．

度が比較的低い条件下で深層混合処理工法を適用できる

著者らを含む研究グループは，遠心模型実験や数値解

劣化防止工

実際の固化処理土壁の側面
深層混合処理工法による固化処理土

原地盤

支持層

図-1.1

深層混合処理工法による岸壁構造（DM 岸壁構造）- 81 -

高橋英紀・上野一彦・河田 雅也・小西

上部工の補修
改良体の
撤去

一生・府川

裕史・和田

眞郷・竹内 秀克・徳永 幸彦・森川

嘉之

上部工の補修地震による変位

改良体の
追加

浚渫による
水深の確保

地震前の位置

図-1.2(a) センサーのぶら下げ状況

地震による被災後の復旧概念

析によって深層混合処理工法で本体工を構築した岸壁の振動特性を把握することに加えて，設計法と施工法を検討してきた．本稿では，それらをまとめており，模型実験については文献 7)，数値解析については文献 8)を基にして，実験ケースを追加して加筆修正したものである．
また，付録に示した設計法・施工法については，文献 9)を参照している．本稿の 2 章では，振動特性の把握を目的として実施した模型実験の結果をまとめている．実験(b) 作製した岸壁模型

では，実物スケールの岸壁の挙動を再現するために，地図-2.1

地盤の作製状況

盤内応力を大きくできる遠心模型実験手法を適用した．
改良体の寸法や形状等を変化させたケース群において，それらの振動特性や変形挙動を観察した．岸壁の設計にmm×奥行 80 mm（実物換算で 65 m×24.5 m×4 m）であ

おいては，準静的な力のつり合いから安定性を評価する

る．始めに，試料容器の壁面と地盤の間の摩擦を極力低ため，3 章では，力のつり合いと模型実験の結果を比較減するために，グリースを塗布したメンブレンを貼り付した．これによって，設計法の妥当性を検証した．4 章

け，所定の位置に加速度計や間隙水圧計などのセンサー

では，有限要素法解析による数値解析について述べていをぶら下げた（図-2.1(a)参照）．センサーをぶら下げたる．耐震強化岸壁の設計においては，変形照査を行うこ紐を地盤作製後に切断することで，センサーが地盤変位とになっており，実験結果を指標として岸壁の変位量のに追随できる．また，砂地盤の変位量を観察できるよう解析精度について確認を行った．これらの結果に基づいに，メンブレンに少量の色砂を貼り付けておいた（図た設計法を付録にまとめている．また，付録では，施工-2.1(b)参照）．次に，支持層として飯豊硅砂 7 号（平均における注意点についても述べている．

粒径 0.18 mm）によって下層に密地盤（Dr = 90%）を作製した．支持層上に固化処理土のブロックを設置した後，その前背後に同じく飯豊硅砂 7 号による緩い地盤（Dr =2. 遠心模型実験50%）を作製した．この緩い層は地震時には液状化し，実験方法

岸壁の安定性としては厳しい条件とした．砂地盤は密度(1) 模型作製方法

が均一となるように空中落下法によって作製した．サン

実物スケールの岸壁の地震時挙動を再現するために，

ドホッパーの排出口の大きさや落下高さによって相対密

地盤内応力を実物のものと同じように大きくできる遠心度を調整することができる．なお，砂地盤の作製方法に力場（50g 場）で振動実験を実施した．応力を大きくす

ついては，基本的に文献 10)に従っている．

2.1

ることで，応力に依存する地盤の変形を模型内に再現で固化処理土は，飯豊硅砂 7 号に早強ポルトランドセメ

きる．実験では，岸壁本体工となる改良体の寸法や形状

ントのスラリーを混合して作製したものである．セメン

等を系統的に変化させて，それらが岸壁の振動特性や変トの添加量を変えることで，異なる強度の固化処理土を形挙動に与える影響を調べた．

作製することができる．この固化処理土の一軸圧縮強さについては後述する実験ケース一覧表に示しているが，用いた試料容器の内寸法は，幅 1,300 mm×深さ 490- 82 -

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動表-2.1

実験ケース一覧

固化処理土による本体工の諸元
ケース名
形状

砂地盤の相対密度(%)

高さ(m)×単位体積重量

一軸圧縮強さ幅(m)(kN/m3)(kN/m2)

前背後の地盤

支持層

STD

基本形

15×15

19.5

493

49

89

STD-H

基本形

15×15

21.3

2,085

48

85

NW

狭い幅

15×7.5

19.3

2,495

49

91

WD

広い幅

15×18.5

19.9

1,478

49

83

FL

浮き型

12×15

19.8

2,289

49

89

KEY

根入れ（せん断キー）

16.3×15

19.6

1,867

48

91

DEP

根入れ（全体）18.5×15

19.9

1,314

48

87

FLT

複合（背後改良）

15×15

19.0

1,415

48

91

FLT2

複合（背後改良 2 つ）

15×15

20.0

1,370

49

84

STD-SP

基本形（矢板あり）

15×15

19.5

3,266

51

83

(2) 実験ケース
表-2.1 には，全ケースの実験条件を記しており，各ケースにおいて岸壁本体工と背後地盤の改良条件のみを変化させて，それらの影響を評価した．図-2.3 には，全 10
ケースの模型概略図を示している．括弧内の寸法は実物スケールであり，模型寸法に対して 50 倍したものである．
STD は基本となる実験ケースであり，本体工の縦横比は 1 としている．実物スケールで 15 m×15 m となり，前面に 4 m の層厚の原地盤があるとして，水深 10 m 岸壁を想定した．このケースから実験を始めたが，改良体の内部破壊も想定されたため，強度を低めに設定した．
(a) 試験前図-2.2(b) 試験後

結果的には，qu = 493 kN/m2 の強度でも改良体は壊れなか

一軸圧縮試験前後の固化処理土ったために，その後のケースでは実験準備中の取り扱い
やすさを優先させて qu = 1,000 kN/m2 以上の大きめの強現場の改良体を想定して基本的には 1,000 kN/m2 以上の度とした．なお，固化処理土の強度を大きくすると，そ強度とした．図-2.2 に，一軸圧縮試験前後の供試体の状の剛性も大きくなるが，未処理土の地盤の変形に比べて況を示しておく．模型では支持層上に本体工である改良

固化処理土の変形は小さく，固化処理土の強度の違いが体を置いただけであり，別途実施した摩擦試験によると岸壁全体の変形挙動に与える影響は小さいと言える．

摩擦係数は = 0.8 程度であった．実際の現場では，深層STD-H は，本体工の重量の違いを調べるための実験ケ

混合処理工法の打設を所定の深さで留めるため，本体工ースである．コンクリートケーソンの岸壁を想定して，の底面にはある程度の凹凸が発生する．このため，実験その単位体積重量を大きくした．NW と WD は，本体工での摩擦係数よりも現場での摩擦係数はより大きくなるの縦横比を 2 と 0.8 にしたもので，縦横比が岸壁挙動にと考えられる．

与える影響について調べることを目的とした．FL につい- 83 -

一彦・河田 雅也・小西

CH10

CH3

CH9

CH6

CH8

非液状化層
振動

250

300(15m)750
CH12240(12m)

40200(10m)
80

CH2
CH1 CH13 CH6

液状化層

非液状化層
振動

CH5

CH11

CH4

CH10

CH3

CH9
CH8

CH14

365(18.3m)
CH4

CH6

CH3
CH10

CH2
CH1 CH13

365(18.3m)
CH9
CH8

振動

300(15m)

CH18
CH17
CH16

ロードセル
液状化層

固化処理土

CH6
非液状化層

Case STD-SP

140
300(15m)
300(15m)

90
100
300(15m)

140
50

液状化層

CH15
単位：mm

750
CH12

CH7
矢板
（ゲージ貼付）

50280(14m)
280(14m)

CH14

固化処理土
固化処理土

CH2
CH1 CH13280(14m)

140
140
140

図-2.3

CH15

750
CH12

CH11

250

単位：mm

液状化層

CH8

単位：mm

300(15m)

Case FLT2

CH15

CH9

振動

非液状化層

単位：mm

CH7

固化処理土

CH15

200(10m)

Case WD

液状化層

CH3
CH10

300(15m)

CH11

CH4

CH4

CH7
200(10m)

CH5510(25.5m)

CH6

250

80

CH2
CH1 CH1340200(10m)
80

固化処理土

CH14

CH2
CH1 CH13

Case FLT

80

750
CH12

固化処理土
固化処理土

140

300(15m)
CH7

CH14

750
CH12

CH11

非液状化層

単位：mm

300(15m)

250

CH15

振動

Case NW

300(15m)

50

非液状化層

単位：mm

振動

CH5

CH11

CH4

CH10

CH3

CH9
CH8

CH14

300(15m)

CH8

CH15

CH15

50

CH6

CH9

140

CH9

CH10

CH3

280(14m)

CH3

CH11

CH4

140

CH10

CH5

CH8

CH7
200(10m)

CH11

CH4

液状化層

CH14

振動

250

80

液状化層

CH5

CH6

50

CH2
CH1 CH1340200(10m)
80

固化処理土

CH14

固化処理土

Case DEP

300(15m)

750
CH12

単位：mm

750
CH12

50

300(15m)

CH15

非液状化層

単位：mm

CH7

CH2
CH1 CH13

140

250

CH15

CH8

280(14m)

非液状化層
振動

CH9

180(9m)

CH8

CH10

CH3

180(9m)

CH9

CH11

CH4

300(15m)

370(18.5m)

CH3200(10m)

CH10

CH14

振動

CH7

250

80

CH4

300(15m)

液状化層

CH11

CH6

Case STD-H

Case KEY

300(15m)

40200(10m)
80

固化処理土
(高比重)

CH5

CH14

CH5

CH6

50

750
CH12

280(14m)

300(15m)
CH7

液状化層

非液状化層

単位：mm

280(14m)

Case STD

Case FL

CH15

振動

40

CH8

40

CH6

CH2
CH1 CH13

40

CH9

40

CH3
非液状化層

CH1 CH13

嘉之

750
CH12

固化処理土

40

CH10

300(15m)
CH7200(10m)

CH11

CH4

250

80

CH5

300(15m)

液状化層

CH14

50

40

200(10m)
80

固化処理土

CH2

眞郷・竹内 秀克・徳永 幸彦・森川

50

750
CH12

CH7

280(14m)

300(15m)

250

裕史・和田

遠心加速度 50g （括弧内は実物換算スケール）

水圧計

250

CH2
CH1 CH13

一生・府川

280(14m)

加速度計

英紀・上野

280(14m)

高橋

単位：mm

実験断面図

ては，本体工を支持層に着底させずに，下部に液状化層

ら，支持層に着底させない浮き型の選択肢も検討できる．

を残した．KEY では，基本ケース STD に対して，3 か所

本体工が支持層に着底していることから，浮き型部分ののせん断キーを設けた．せん断キーとは，図-2.3（Case

改良体の水平変位が抑制され，その下部の地盤のせん断

KEY の図面を参照）に示すような本体工底面の凸部のこ変形が抑制され，液状化しにくくなることも期待した実とである．このせん断キーによって本体工の滑動を抑制

験ケースである 11), 12)．

する効果を確認した．後述するが，KEY のケースでは根最後の STD-SP については，本体工前面に矢板を挿入

入れが不十分であったため，より明確に根入れを行った

し，矢板に作用する力などを測定した．DM 岸壁構造でものが DEP である．支持層に対して 3.5 m 相当の根入れは，背後地盤の土留めは固化処理土による本体工に期待を行った．FLT と FLT2 では，本体工背後地盤に支持層しており，前面の矢板は主に固化処理土が海水に曝露しに未着底の固化処理土のブロックを埋め込んだ．背後地ないための劣化防止工と考えている．このため，矢板は盤に対して固化処理工法で液状化対策を行う場合，それ岸壁全体の安定性を保つための構造部材ではない．しかを支持層に着底することが理想である．しかしながら，しながら，上部工の重量や牽引力を矢板に期待する設計

固化処理を施す範囲が大きくなると不経済となることかも考えられ，その場合には矢板を降伏させないようにす- 84 -

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動

78
10

31.5

10

φ3mm

単位：mm

改良体天端
水面

200

(a) 模型矢板
水中／固化処理土

80

海底面

前面砂地盤／
固化処理土(b) 結合状況

25

支持層天端

図-2.5

支持層

模型矢板と上部の結合状況

25

375

ひずみゲージ10

防水処理

20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20

20

25

50

15

試料容器底面図-2.4

ケース STD-SP で用いた矢板ることが必要となる．特に，地震時には，上部工と矢板への慣性力や海側から動水圧が矢板に作用し，矢板にとっては厳しい荷重条件となる．STD-SP では，板厚 0.8 mmの極薄いアルミ板を矢板模型として，それにひずみゲー
ジを貼り，矢板上部と本体工を繋げておく実験を行った．
ひずみゲージを貼り付けたアルミ板の図面を図-2.4 に示しており，20 mm 間隔（実物換算で 1 m）で貼り付け

図-2.6て両面の 2 枚のゲージでブリッジを組み，曲げひずみを遠心模型実験装置 PARI Mark II-R13)計測した．本体工である改良体に固定した L 型アングルと矢板の上部をステンレスワイヤーで結合したが，その動させることで地震を再現することができる．装置の詳間に特製の小型のロードセルを結び付けた．これによっ

細は文献 13)を参照されたい．地盤に遠心加速度 30g を負て，張力を計測することができる．用いた矢板と上部の荷した状態で，水頭差を利用して粘性流体（動粘性係数：

結合状況を図-2.5 に示しておく．これらに加えて，矢板

約 50 mm2/s）を地盤模型の下方から流し込んだ．遠心力

前面に水圧計を設置し，静水圧と動水圧も計測した．

場で粘性流体を流し込む理由は，短時間で砂地盤への通(3) 実験手順

水が可能であることと，高い飽和度の地盤を作製できる作製した岸壁模型を遠心模型実験装置に搭載し，遠心ことによる 14)．設定した高さまで水位を上昇させた後，力場にて振動実験を行った．使用した遠心装置や振動台

遠心加速度を 50g まで増加して，岸壁模型に振動を加えは港湾空港技術研究所が所 有する遠心模型実験装置

た．振動は 1 段階のみであり，入力信号は 50 Hz（実物PARI Mark II-R である．図-2.6 に示すように，この装置

換算で 1 Hz）の正弦波 50 波である．例として，ケースはビーム型の遠心装置であり，プラットフォームに振動

STD で計測した試料容器底面での加速度を図-2.7 に実台と試料容器を設置し，遠心力場において試料容器を振物スケールに換算して示す．約 2.8 m/s2 の加速度であっ- 85 -

高橋

英紀・上野

図-2.7

一彦・河田 雅也・小西

一生・府川

裕史・和田

眞郷・竹内 秀克・徳永 幸彦・森川

入力加速度の例（ケース STD）

嘉之(a) ケース STD-H

た．この加速度は大きく，地盤は液状化して大きな変形が残留する．図を省略するが，他の実験ケースにおいても同程度の加速度であり，ケース毎の入力加速度の再現性は高かった．
2.2

実験結果(b) ケース FLT2

(1) 地盤内の間隙水圧特性および岸壁の変形挙動
図-2.8

図-2.8 に，代表としてケース STD-H と FLT2 での背後

本体工背後地盤の過剰間隙水圧

地盤内の過剰間隙水圧の時刻歴を実物スケールで示している．STD-H での計測結果を見ると，いずれの深さにお図を見ると，本体工の寸法や形状，重量を変えることいても振動初期で過剰間隙水圧は有効上載圧に達しておで変位量も変化していた．水平変位量に着目すると，本り，地盤は液状化したことが分かる．浅部の間隙水圧計

体工が大きく傾斜したケース NW や非液状化層に支持せほど振動によって沈下するために，振動中に初期の有効ずに本体工下部に液状化層を残した FL において変位量

上載圧よりも過剰間隙水圧は大きくなっていた．図を省は特に大きくなっていた．また，基本ケースの STD に比略するが，他のケースにおいても同様の過剰間隙水圧特べて，本体工の重量を増した STD-H や，幅や深さを大き性となっており，背後地盤は液状化していた．また，本くした WD や DEP，背後地盤に別の改良体を設けた FLT2

体工前面の地盤においても同様に液状化が生じていた．

では，水平変位量は小さくなっていた．つまり，本体工FLT2 の背後地盤（改良体下部の地盤）での計測結果を見の重量や幅を増したり，深さを増して根入れしたり，背ると，このケースにおいても振動初期で過剰間隙水圧は後地盤に水平変位が抑制される改良体を設けたりするこ

有効上載圧に達していた．もう少し小さな振動であれば，とで水平変位量は低減することが分かった．次に，KEY

浅部の改良体の効果によって下部の地盤のせん断が抑制と STD-SP とは似た変形挙動になっており，せん断キーされたと考えられるが，今回の実験での振動は大きく，と同様に根入れした矢板が本体工下部の水平方向の動き

改良体下部の地盤においても液状化する結果になったとを抑制したと考えられる．DM 岸壁構造では，前面の矢考えられる．

板は安定性を確保するための構造部材とは考えていない

図-2.9 に，全 10 ケースでの振動後の岸壁の様子を示が，実際には本体工の動きを抑制する結果となっていた．

している．破線が振動前，実線が振動後の本体工の位置

傾斜については，本体工の幅が狭い NW では大きく傾斜を示している．いずれのケースにおいても，振動によっし，本体工の幅が高さに比べて小さい KEY や STD-SP でて岸壁本体工は海側へ変位し，背後地盤は沈下した．背も多少の傾斜が生じていた．これらのケースでの傾斜角

後からの土圧によって本体工は海側へ変位するために，2は比較的大きいために，本体工の中心での変位はそれほ次元的なせん断変形および負のダイレイタンシーによっ

ど大きくないにもかかわらず，岸壁法線での水平変位量て背後地盤は沈下したと言える．図-2.10 には，各ケー

も STD と同程度に大きくなっていた．背後地盤の沈下量

スでの振動による岸壁法線付近（法線から 1.5 m 内側）については，本体工が傾斜した NW や非液状化層に支持の水平変位量と，本体工の傾斜角度，背後地盤の沈下量しなかった FL で大きく，背後地盤に改良体を設けたをまとめている．それぞれ画像解析によって求め，背後FLT2 では小さかった．その他のケースでは概ね同程度の地盤の沈下量は本体工直背後でのものを示している．

沈下量となっていた．

- 86 -

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動

図-2.10

FL
T
FL
T
ST 2
DSP

FL
KE
Y
DE
P

W
D

岸壁の傾斜角度（度）

振動後の岸壁本体工の状況

ST
ST D
DH
NW

FL
T
FL
ST T2
DSP

W
D
FL
KE
Y
DE
P

岸壁法線の水平変位量 (m)
ST
ST D
DH
NW

図-2.9

岸壁法線の水平変位量と本体工の傾斜角度，背後地盤の沈下量

岸壁本体工の変位量の観点からは，本体工にはある程

板は本体工内に留めた方が望ましい．

度の幅（本体工の高さ程度）を設けた方が良く，さらに(2) 応答加速度特性

非液状化層に着底させることが望ましいことが分かった．

ケース STD, STD-H, NW, WD, FL, STD-SP を代表としなお，後述するように本体工に幅があれば振動による岸て，岸壁本体工天端と下端，振動台からの入力加速度を

壁本体工のロッキングは低減して，滑動モードが卓越す

図-2.11 に実物スケールで示している．STD と STD-H のる．地震後の復旧を考えても，滑動モードが卓越するこ振動特性は比較的類似しており，本体工下端は入力加速とが合理的と言え，ロッキングや破壊モードの観点から

度からそれほど位相遅れは発生していないが，本体工天も本体工に高さと同程度以上の幅を設けることは重要で

端は入力加速度から遅れていた．本体工が軽い STD におある．また，本体工前面の矢板の根入れが本体工下端よいて本体工天端の振幅が多少大きかった．これは本体工りも深い場合には本体工が傾斜するため，可能ならば矢がより大きくロッキングするためと考えられる．背後地- 87 -

2

加速度 (m/s )

高橋

英紀・上野

一彦・河田 雅也・小西

一生・府川

裕史・和田

眞郷・竹内 秀克・徳永 幸彦・森川

嘉之

本体工天端
本体工下端
入力加速度

5
0
-5
0

10

20

時間 (sec)

30

40

50

2

加速度 (m/s )(a) ケース STD(b) ケース STD-H(c) ケース NW(d) ケース WD

2

加速度 (m/s )(e) ケース FL

図-2.11(f) ケース STD-SP
入力加速度と本体工の応答加速度

盤は液状化して加速度は応答しないために，図示を省略

また，振動中に加速度の中心点が変化していた．これはする．

幅が狭い本体工は大きくロッキングすることに加えて，

ケース NW のように本体工の幅が狭いと，入力加速度

傾斜するためと考えられる．例えば，本体工上部に荷役に対して本体工天端での加速度振幅は大きくなっていた．

クレーンがあれば，この大きな振動や傾斜は有害である．

- 88 -

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動

この観点からも，本体工には少なくとも改良深さ程度の水圧 (kN/m )幅を設ける必要があると言える．なお，本来，傾斜によ2る加速度の中心点の変化は一様な方向に生じるはずであるが，異なる方向と変化量となっていた原因は不明であり，センサーの特性か不調に因るものと考えられる．
本体工の幅を広げたケース WD においては，STD,
STD-H, NW とは異なり，入力加速度に対して本体工天端と下端の両方で同程度の位相遅れが発生していた．また，(a) 水圧の時刻歴

その加速度振幅も比較的小さかった．これは，本体工の幅が広がることで，他のケースに比べてロッキングが小さくなったためと考えられる．このことからも，本体工の幅を広げることは岸壁の安定性を高めることが分かっ水深 (m)

た．
本体工下部に液状化層を残したケース FL では，本体工下端での加速度は入力加速度に近いものとなっている
が，本体工天端での加速度振幅は極端に小さくなっている．本体工下部に液状化層を残し，背後地盤が液状化することで，本体工天端に振動が伝わりにくくなる結果となっていた．ただし，前述したように，本体工の残留変位は大きく，本体工を支持層に着底させないことは残留(b) 水圧の深度分布

変位の観点から望ましくないと言える．

図-2.12

矢板前面の水圧ケース STD-SP では本体工前面に矢板を挿入したが，STD に比べて本体工下端の位相遅れが減り，本体工天端

めた．時刻歴を見ると，振動中は動水圧の影響で水圧がの加速度振幅は小さくなっていた．STD と振動特性が異変動するが，負圧にはなっていなかった．また，振動がなるのは，前面の矢板が本体工下端よりも下部まで根入

進むと全体的に水圧が増加し，振動後にも水圧が残留しれしたためと考えられる．矢板があることで振動特性がていた．これは，本体工が海側へ変位することで海側のSTD と異なり，滑動モードが卓越しないと考えられるた

水位が上昇したためで，狭い試料容器内で生じることでめ，可能ならば矢板の長さを本体工下端の深さまでに収あり，実際の岸壁ではこのような水圧上昇は生じない．

めた方が望ましい．

この影響を取り除くために，
水圧の深度分布の図(b)では，以上のことから，岸壁本体工の応答加速度の観点から

7 秒までの変動圧を示している．水圧の深度分布をみる

も，本体工にはある程度の幅（本体工の高さ程度）を設と，静水圧については，ほぼ計算と同じ値となっていた．

ける方が良い．また，幅が広いほど，ロッキングが減り，また，最小・最大水圧についても，Westergaard 式から求本体工はより安定性が増すと考えられる．

めた変動圧と近い値となっていた．
次に，矢板上部と本体工を結合したワイヤーでの張力(3) 前面矢板の挙動
ケース STD-SP では，本体工前面に矢板を挿入し，矢の時刻歴を実物スケールに換算して図-2.13 に示す．矢板に作用する力を測定した．また，矢板上部を本体工か板の幅は実物スケールで 3.9 m であり，この値で除してら引っ張っている張力と，矢板前面の水圧も計測した．

単位奥行き当たりの張力として示している．図に示すよ

まず，矢板前面での水圧に着目してみると，図-2.12 のうに，実際に矢板の変形を抑制するような大きさの張力ようになっていた．実物スケールに換算して示している．

は発生しておらず，ノイズに埋もれる程度の小さな張力(a)には 3 か所の深度で計測した水圧の時刻歴，(b)にはであった．

水圧（静水圧と 7 秒までの最小・最大水圧）の深度分布

矢板にひずみゲージを貼り付け，発生するひずみも計を示している．また，水圧の深度分布には，計算から求測した．計測したひずみに較正係数を乗じて求めた曲げ

めた静水圧とそれに Westergaard 式 15)から求めた変動圧

モーメントの時刻歴を図-2.14 に示している．この値にを足したものも示している．変動圧に関しては，本体工ついても実物スケールで示しており，単位奥行き当たり

天端と下端に付けた加速度計の平均値から水平震度を求の値で示している．図に示すように，上部と下部では大- 89 -

高橋英紀・上野一彦・河田 雅也・小西

一生・府川

裕史・和田

眞郷・竹内 秀克・徳永 幸彦・森川

嘉之(a) G.L. -0.75m～-3.75m
図-2.13

矢板上部と本体工の結合ワイヤーの張力

きな曲げモーメントが発生していた．本体工が海側へ変位することで矢板前面の水位が上昇し，矢板上部は陸側へ屈曲していた．また，本体工が海側へ動くことで，本
体工下端より深く根入れした矢板が屈曲した．これらの結果が曲げモーメントの変化に表れていた．その他の中(b) G.L. -4.75m～-7.75m

央付近での深度では，大きな曲げモーメントとはなっておらず，鋼矢板であっても降伏しないような小さな曲げモーメントであった．つまり，矢板の上下部分を除いて本体工に接している部分の矢板には曲げモーメントはほぼ発生せず，変形していなかった．
通常の矢板式岸壁では，矢板背後は裏込石などの地盤となっていることが多く，背後地盤からの静水圧が矢板(c) G.L. -8.75m～-11.75mへ作用している．このため，矢板の設計では，前後の静水圧は相殺していると考え，動水圧で矢板は海側へ引っ張られることを想定する．矢板の背後地盤が改良体であっても，改良体内の間隙水が連続していれば，長期的には間隙水圧は静水圧分布になると考えられる．セメントの添加量が多く水和物で間隙が満たされていれば，間隙水は連続しておらず，間隙水圧は静水圧分布にはならな(d) G.L. -12.75m～-15.75m

い．ただし，いずれにしても，矢板が海側へ変位しよう

図-2.14とすると，矢板へ水圧を作用させるだけの水量が矢板と本体工（改良体）の間には無いために，水圧が低下した
り負圧となったりするはずである．固化処理土の透水係
数はかなり小さいために，固化処理土からの水の供給も考えられない．実験においても，矢板上部と本体工を結合したワイヤーでの張力や矢板における曲げモーメントはほぼ発生しておらず，静水圧が相殺し動水圧と慣性力
で海側へ矢板が引っ張られたとは考えにくい．矢板模型
は 0.8 mm のアルミ板であり，小さな力でも屈曲したはずである．これらのことから，矢板前後で静水圧が相殺していることを想定せず，矢板前面の静水圧も考慮して矢板を設計しておけば良いと考えられる．ただし，矢板と本体工（改良体）の間に海水が入り込むようなことがあれば，陸側からの水圧も作用してしまうため，海水が入らないように注意することが重要である．

- 90 -

前面矢板の曲げモーメント

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動

3. 安定性照査法の検討
3.1※振動中に水没するため，水面と地表面を等しくした．

照査方法
動水圧 𝑃𝑑𝑙

固化処理土を岸壁の本体工として利用する構造に対し

動泥土圧
𝑃𝑑𝑙

慣性力 𝑊𝑎ても，構造形式として同種のケーソン式岸壁と同様の安

静水圧
𝑃𝑠𝑙

定性照査法を適用できると考えられる．永続時と変動時のケーソン式岸壁においては，下部地盤が剛であると仮摩擦力 𝜇𝑊′𝑔

定して本体工であるケーソンの滑動と転倒に対する安定

静泥土圧 𝑃𝑠𝑙

性を準静的な力のつり合いによって照査する．また，本体工が偏心傾斜することを仮定して下部地盤の支持力を

図-3.1

計算に用いた水平方向の外力照査する．2 章で述べたように，実施した遠心模型実験においても，振動によって固化処理土のブロックが滑動や転倒することで本体工が大きく変位しており，滑動とここに，W, W':本体工の質量と水中質量，a'：本体工と支転倒，支持力の照査が必要と考えられる．また，ケーソ

持層の相対加速度，a：支持層の加速度，Pdl：液状化土ン式岸壁ではケーソンが壊れないように鉄筋等の補強部と水からの動圧の合力，：動圧の低減率，Psl：液状化

材の配置を設計するが，本構造形式の岸壁においても改土と水からの静圧の合力，：本体工底面の摩擦係数（0.8），

良体が破壊しない強度に設定する必要がある．特に，海g：重力加速度（9.8 m/s2）である．本体工と支持層の相側下端の圧壊（端趾圧による破壊）について注意する必対加速度が正になり，相対速度が 0 になるまでの時間で要があり，支持力照査時に求める地盤反力に対して固化

加速度を二階積分によって滑動量を求めた．

処理土の強度がより大きいことを確認するべきである．

液状化した土からの土圧を仮定することは難しいが，なお，偶発時においては，安定性を完全に保つことは難過去の研究においては液状化した土を泥土と考えて，そしいために，FEM 解析などによって変形照査を行う必要の泥土の密度を用いて Westergaard 式から土圧を求めるがある．

方法が示されている 17)．本研究においても，この仮定を用いた．ただし，前述のように，本体工と支持層の加速

3.2

Newmark 法による滑動量の推定方法

度の位相は異なっており，本体工へ作用する土圧・水圧

ケーソン式岸壁と同様に，準静的な力のつり合いによと慣性力のピークはずれることを意味している．このたって安定性を照査できると考えられるが，本体工に作用

め，土圧・水圧を低減できるため，次項の計算結果ではする外力の仮定が妥当であるか，遠心模型実験の結果を

土圧・水圧を低減した．

用いて確認することを試みた．本来，つり合いを超える
外力が作用すれば模型実験においても本体工が動くこと

3.3

を確認することが望ましいが，いずれの実験ケースにおケース STD における支持層に対する本体工の相対加

いても本体工が動いたために，この方法で確認すること

速度と相対速度，滑動量の時系列を図-3.2(a)に示し，ができない．そこで，仮定した外力を用いて Newmark

STD-H の滑動量の時系列を図-3.2(b)に示す．滑動量の法 16)によって滑動量を算定し，外力の妥当性について検時系列の図には，遠心模型実験で得られた水平変位量も討した．Newmark 法は，斜面の地震時残留すべり変位の併せて示している．模型実験の結果は，改良体の中心に

簡易算定法として広く用いられている方法であり，すべ付けたターゲットの変位を画像解析によって求めたもの

り土塊を剛体と仮定して，ある一定以上の加速度が土塊である．なお，液状化土・前面の水からの土圧・水圧をに作用するとその土塊はすべり始めると考え，加速度の低減しており，仮に低減率を STD では 0.15，STD-H で継続時間を基にすべり変位量を簡易的に推定する方法では 0.45 として計算した．これらは，背後地盤が沈下せず，ある．この方法を本岸壁構造にも流用して，本体工の滑

本体工前面の地盤が隆起していない振動初期において，動量を求めることとした．

実験の水平変位量と概ね合うように調整した値である．

計算に用いた外力図を図-3.1 に示している．また，運滑動量の推定結果

図に示すように，Newmark 法による滑動量は実験での水動方程式を以下の式(1)に示す．

平変位量よりも大きく，土圧・水圧をかなり低減しても計算結果の方が大きいことが分かった．このことから，

W a' = W a +  Pdl + Psl –  W' g

(1)

計算において仮定した外力を用いて安定性照査を行うな- 91 -

高橋英紀・上野一彦・河田 雅也・小西

一生・府川

裕史・和田

眞郷・竹内 秀克・徳永 幸彦・森川

嘉之

2

相対加速度 (m/s )4. 数値解析4.1

解析方法

耐震強化岸壁の設計においては，変形照査を行うことになっており，実験結果を指標として数値解析による岸壁の変位量の再現精度について確認を行った．解析には，岸壁を代表とする港湾施設の地震時挙動の検討に多く用いられている解析コード FLIP18)を使用した．有限要素法
によって離散化され，構成則には非線形ばねモデルが採用されている．ばねモデルの応力～ひずみの非線形関係には双曲線モデルによる Masing 則が適用され，非線形な剛性の異方性は多重せん断機構に基づくばねモデル（マルチスプリングモデル 19)）によって考慮される．間隙水
圧が地盤の変形問題に連成され，累積塑性せん断仕事から過剰間隙水圧の発生を定義することで，液状化を考慮した有効応力解析を行うこともできる 20)．
実験ケース STD, NW, FL の 3 つを対象に解析を行うこととした．STD は基本ケースであり，NW では本体工が大きく転倒し，FL では本体工が大きく水平方向に変位したため，これらを代表として解析を行った．基本ケース(a) ケース STD
64

STD の解析モデルを図-4.1 に示す．また，各ケースの解
Case STD-H

析モデル概略図を図-4.2 に示す．有限要素メッシュは，Newmark（α=0.45）
Model test（移動平均）

実物スケールで 0.5 m 四方を標準とし，本体工周辺は細分化した．境界条件は，剛土槽をモデル化するため，側200

方は鉛直ローラー，底面は固定境界とした．砂地盤要素にはマルチスプリングモデルを使用した．地盤要素のパ
10

20
30
時間 (sec)

40

50

ラメータを表-4.1 にまとめておく．動的変形特性に関するパラメータのうち，基準初期せん断剛性 Gma やせん断(b) ケース STD-H
図-3.2

抵抗角f は，圧密排水（CD）三軸圧縮試験の結果を基にNewmark 法による計算結果設定した．また，液状化特性を規定する液状化パラメー
タは，別途実施の繰り返し単純せん断の要素シミュレー

らば，動圧の低減分だけ余裕度があると言え，余裕度をションによって，ひずみや間隙水圧の上昇傾向が試験結含んだ安全側の安定性照査を行えると考えられる．

果と整合するよう調整した．
液状化パラメータの詳細は，他の文献例えば 21)を参照されたい．図-4.3 に，砂地盤の液状化曲線（液状化判定：軸ひずみ 5.0%［解析では単純せん断ひずみ片振幅 3.75%］）を示しているが，解析結果は室内試験結果と良好な対応を示している．本体工は線形弾性体でモデル化しており，入力値としての密度や変形係数 E には，表-2.1 に示した一軸圧縮試験結果を参考とした．ポアソン比は 0.33 とした．
解析フェーズは 2 段階とし，1 段階目では各要素に重量を与えて自重解析を行い，2 段階目で地震動を与えて動的解析を行った．図-4.4 に，各解析段階における本体
工周辺のモデル概念を示す．通常の地震応答解析においては，深層混合処理工法によって構築した本体工は，動- 92 -

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動

水面

本体工(固化改良体)水［流体要素］

砂層1 (Dr=50%)[M.S.M.※][線形弾性体]砂層1 (Dr=50%)[M.S.M.※]

ジョイント要素[側面]

砂層2 (Dr=90%)[M.S.M.※]

ジョイント要素[底面]※ M.S.M.：マルチスプリングモデル

数値解析モデル（ケース STD）

図-4.1

STD

NW
15.0

37.5

12.5

45.0

7.5

1.0
14.0

砂層1
(Dr=50%)砂層2 (Dr=90%)

2.5

2.5

4.0

本体工
(固化改良体)

15.0

10.0

14.0

砂層1
(Dr=50%)4.0

本体工(固化改良体)

15.0

10.0

1.0

12.5

砂層2 (Dr=90%)

単位 [m]

単位 [m]

FL
15.0

37.5

図-4.2
表-4.1

単位 [m]

数値解析モデルの概要図

地盤要素（マルチスプリングモデル）のパラメータ
対象層

砂層 1

砂層 2

相対密度, Dr [%]

50

90

1.94

2.02

密度， [t/m3]
基準有効拘束圧, ma

液
状
化
特
性

2.5

4.0

砂層2 (Dr=90%)

変
形
特
性

14.0

砂層1
(Dr=50%)3.0

本体工(固化改良体)

12.0

10.0

1.0

12.5

[kN/m2]

98.0

98.0

[kN/m2]27,00036,000

基準初期体積弾性係数, Kma [kN/m2]

70,00094,000内部摩擦角, f [°]

38.82

44.69

粘着力, c [kN/m2]

0.0

0.0

最大減衰, hmax

0.24

0.24

変相角, p [°]

28.0

28.0

w1

1.00

1.40

p1

0.40

0.40

p2

1.10

0.80

c1

1.23

1.72

S1

0.005

0.005

基準初期せん断剛性, Gma- 93 -

高橋英紀・上野一彦・河田 雅也・小西

一生・府川

裕史・和田

眞郷・竹内 秀克・徳永 幸彦・森川

表-4.2

ジョイント要素のパラメータ

解析フェーズ

図-4.3

嘉之

自重解析

動的解析

適用箇所

底面

側面

底面

側面

垂直方向初期剛性
Kn [MN/m2]

1,000

1,000

1,000

1,000

せん断方向初期剛性,
Ks [MN/m2]

0

0

1,000

1,000

粘着力, cj [kN/m2]

0.0

0.0

0.0

0.0

摩擦角, j [°]

0.0

0.0

36.9

36.9

液状化抵抗曲線の再現

自重解析
二重節点

地盤要素

本体工
(固化改良体)地盤要素

ジョイント要素[側面](a) 過剰間隙水圧
地盤要素

ジョイント要素[底面]

MPC※(水平方向)※ MPC：Multi-Pont Constraint (多点拘束)

動的解析

地盤要素

本体工
(固化改良体)二重節点(b) 応答加速度

地盤要素

ジョイント要素
[側面]

図-4.5

ジョイント要素の剛性は，解析コード FLIP でよく用い地盤要素られる一般的な値とした．また，摩擦角j は摩擦係数=ジョイント要素
[底面]

図-4.4

背後地盤の間隙水圧と加速度（ケース STD）

0.75 相当の値とした．入力加速度は実験の計測加速度を

各解析フェーズでの本体工周辺のモデル

原点補正後，加振前後の値をゼロにして用いた．計算時間ステップt は 0.001 秒，レーレー減衰の剛性行列比例係数は 0.002 とした．

的解析時には周辺地盤と境目を設けず一体化させることが多い．本解析では，本体工は重力式岸壁のケーソンのように大きく変位して，地盤との境界面を設けた方が良4.2

いと考え，本体工と周辺地盤の境界部は二重節点を設け(1) 地盤内の過剰間隙水圧および応答加速度て縁を切り，二重節点間にジョイント要素を設置して滑ケース STD における背後地盤内（図-2.3 の CH4）のりや剥離を表現することを試みた．ジョイント要素のパ

過剰間隙水圧の時刻歴を図-4.5(a)に示す．実験結果は実ラメータを表-4.2 に示す．自重解析では，地盤が固化処

物スケールに換算している．過剰間隙水圧は振動開始直理地盤にぶら下がらないようにするため，ジョイント要

後に急上昇し，砂の単位体積重量から計算した有効上載素のせん断方向の抵抗力を生じない条件（剛性ゼロ）と圧程度に達した．同図に解析結果も過剰間隙水圧比としした．また，本体工底部の二重節点の水平変位を拘束（同て示しているが，実験と同様に，加振後に直ちに過剰間期）した．動的解析では，本体工底部の二重節点の拘束

隙水圧比は 1.0 近くまで上昇していた．このように，実を解除し，ジョイント要素の抵抗を発揮させた．なお，

験と解析の両者において液状化していることを確認した．

- 94 -

解析結果

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動

Experiment

Targetmovement

Simulation

0

0.1

図-4.6

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

Beforeshaking

1.0ｍ atPrototype
scale

1.0

過剰間隙水圧比の最大値の分布（ケース FL）(a) ケース STD

14.0
模型実験
数値解析

水平変位量 (m)

12.0

12.56
Targetmovement

10.0
8.0

5.81

6.0
4.0
2.0

5.24

Beforeshaking

4.81

2.55 3.13

1.0ｍ
at Prototype scale

Simulation
Experiment

0.0
STD

NW

(b) ケース NWFL(a) 水平変位量
STD

NW

Targetmovement

FL0.0

鉛直変位量 (m)-0.2

Beforeshaking

-0.07
-0.19

-0.4
-0.6

-0.52

Experiment

-0.46
-0.59

Simulation

1.0ｍ
at Prototype scale(c) ケース FL

-0.8
-1.0
-1.05

-1.2

図-4.8

模型実験
数値解析

各ケースでの本体工の変位(b) 鉛直変位量はかなり小さかった．

40
30
傾斜角度 (°)

33.4

模型実験
数値解析

20

図-4.6 には，本体工を支持層から浮かせたケース FL
での過剰間隙水圧比の最大値の分布を示している．図中のメッシュは振動後の残留した変形を表している．本体

16.2

0

工下部の一部領域を除いて，周辺地盤（砂層 1）や基礎

6.8

10
0.1 1.4
STD

地盤（砂層 2）の全域で，間隙水圧が上昇していた．地

-1.2
NW

盤のほぼ全域で水圧が上昇する傾向は他ケースも同様でFLあり，模型実験と同じ結果であった．

-10(2) 本体工の挙動(c) 傾斜角度
図-4.7

加振後の本体工の水平変位量と鉛直変位量，傾斜角度

本体工の残留変位量の比較を図-4.7 に示す．また，実験の本体工の変位状況を示す
写真に解析結果を重ねたものを図-4.8 に示す．図-4.7の実験結果は，本体工のターゲット位置（図-4.8 に図示
図-4.5(b)には同地点での応答加速度を示す．間隙水圧した本体工の岸壁法線付近で法線から 1.5 m 内側）の移が上昇する振動開始の数波後以降では入力加速度に対し動量を示す．解析結果は，実験と同位置での節点の変位て加速度は応答していなかった．これは，地盤が液状化

量を示す．

することで振動が加速度計に伝わっていないものと考え

ケース STD では，傾斜は小さく，本体工は主に水平移られる．数値解析においても同様の結果であり，加速度動した．この移動量は，実験と解析でほぼ同等であり，- 95 -

高橋英紀・上野一彦・河田 雅也・小西

一生・府川

裕史・和田

眞郷・竹内 秀克・徳永 幸彦・森川

嘉之

模型実験

数値解析
0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500
(kN/m2)

図-4.10

最大せん断応力の最大値の分布（STD）
表-4.3(a) ケース STD
模型実験

数値解析

本体工（改良体）の応力

ケース

STD

NW

FL

最大せん断応力, max [kN/m2]

351

1491

229

非排水せん断強さ, su [kN/m2]

247

1248

1145

max / su

1.42

1.19

0.20

現象が生じた可能性も示唆される．
ケース STD と NW の水平方向の応答加速度についても比較しておく．これを図-4.9 に示す．振動を比較しやすいように，解析結果については 10 Hz のローパスフィ
ルタで高周波成分を除去した．STD では，実験での本体
工天端の局所的な大きな加速度を解析では再現できてい(b) ケース NW

図-4.9

ないものの，位相遅れは概ね再現できている．NW にお

本体工の上端と下端での加速度

いても，実験での大きな加速度を再現できていないが，位相の反転については再現できていた．解析結果に対し解析精度は高かった．一方，NW では，海側へ大きく転ては，ローパスフィルタを掛けないと乱れがあり，ロー倒する様子を再現できたが，水平変位と鉛直変位のいず

パスフィルタを掛けると加速度が小さくなり，加速度のれも大きかった．また，本体工が大きくなる計算結果と比較が難しいが，位相遅れなどから判断して，解析は振なっていた．本解析では微小変形理論に基づく解析を行

動特性を概ね再現できたと言える．

っていること，回転方向の運動方程式は解いていないこ(3) 本体工である改良体内部に生じるせん断応力とから，回転に伴う本体工の変形（拡大）が生じたもの

ケース STD における加振中の最大せん断応力 τmax の最と考えられる．このため，実験と解析の変位量が合わな

大値分布を図-4.10 に示す．図に示すように，本体工のかった．ただし，微小変形理論でモデル化できる変位量

海側底面（前趾）付近に局所的な応力が発生した．表-4.3

は大きく超えているため，変位量を算定することは解析には本体工に生じた最大せん断応力の最大値と非排水せの適用範囲外と言える．FL での水平変位と鉛直変位量にん断強さ su (=qu/2) を示す．どのケースも本体工の海側

ついては比較的再現精度が高かった．ただし，解析での底面付近でせん断応力の最大値が確認され，本体工が基

傾斜角度が多少大きかった．実験では，本体工と基礎地

礎地盤まで到達する STD と NW では，非排水せん断強

盤間の領域は液状化し，大きくせん断変形するが，本体さに対して発生するせん断応力が大きかった（ max/su

工である固化処理土の比重は周辺地盤と同程度のため，>1.0）．このため，設計において，本体工（改良体）の端

沈み込まずに海側へ水平移動したと推測される．解析で趾圧の評価は重要である．なお，この計算結果は，本体

は，図-4.6 の本体工下部で間隙水圧が上昇していない領工を線形弾性体としてモデル化したもので，本体工内部域があり，この部分が傾斜角度に影響を与えた可能性がの応力を多少過大評価している．実際に，本体工が低強ある．ある条件下で軸差せん断応力が作用した際，有効度の STD でも，実験後の本体工に変形や破損などは確認

応力が回復して水圧発生しにくい現象は，本解析の過剰されなかった．

間隙水圧モデルの特性として報告されている 22)．同様の- 96 -

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動

5. 結論

も記したが，改良体の長期的な劣化は 1 つの課題である．
固化処理土が海水や空気に直接触れていなくても，間隙

深層混合処理工法で本体工を構築した岸壁の一般化を

水や間隙空気に触れることで劣化が進む．また，寒冷地図るためには，設計法と施工法を構築する必要がある．

で本岸壁構造を利用する場合，凍結融解に伴う劣化も起

特に，岸壁が不安定化する振動特性を把握しておくことこり得る．この曝露面からの劣化深度を考慮した設計をが重要である．そこで本研究では，本岸壁構造の振動特行うことなどが必要である．本岸壁構造は現場に適用さ性を遠心模型実験と数値解析を通して検討した．遠心模れてから間もないため，特に改良体の健全性などについ型実験では，固化処理土で本体工を形成した岸壁の地震て長期的に調査していくことが重要である．さらに，本時挙動を系統的に調べた．その結果，岸壁本体工にはあ

文中に記したように，矢板の根入れが本体工下端よりもる程度の幅（本体工の高さ程度以上）を設け，非液状化深い場合，本体工の変位モードは滑動から転倒になる傾層に着底させることが望ましいことを示した．これによ向にある．本体工が動くとしても滑動モードを卓越させって本体工のロッキングを低減し，滑動モードが卓越すた方が都合は良いため，矢板の強度が期待できない場合る傾向に近づけられる．本体工前面の矢板の設計においには一部を引き抜く選択肢も取り得る．

ては，海側からの静水圧を考慮しても良いと考えられる施工における課題としては，深層混合処理工を施す際ことも示した．また，Newmark 法による岸壁本体工の滑の矢板に有害な変位を出さない慎重な施工が必要なこと

動量の推定を通して，地震時安定性評価法の妥当性を示である．地盤改良を行うことで，少なからず地中変位がした．有限要素法による数値解析では，遠心模型実験を発生する．この変位が既存の矢板を変形させないように指標として岸壁の変形挙動などを再現することを試みた．

することが難しく，現場での試行錯誤が必要となってお本体工と周辺地盤との境界部には，二重節点およびジョ

り，安定した施工方法の構築が期待される．

イント要素を用いることで，地震時の岸壁本体工の挙動（2024年1月31日受付）

がよく再現された．ただし，本体工が転倒するようなモードの場合，変位量の再現精度は低下することが分かっ謝辞た．また，本体工が支持層に着底することで，本体工の本稿の内容の多くは，港湾空港技術研究所と CDM 研

前趾に局所的な内部応力が発生することを示した．改良究会（五洋建設，清水建設，竹中土木，東亜建設工業，

体の端趾圧の検討など，内部安定の検討も重要であるこ

東洋建設，不動テトラ）で実施した共同研究の成果であとが分かった．これらの結果に基づいた設計法や施工にる．模型実験は（株）ジオデザインの市川友弘氏にご協おける注意点をまとめた．

力いただいた．また，検討にあたっては，国土交通省中部地方整備局から現場で実施した施工事例の情報を提供

6. あとがきいただいた．国土交通省港湾局の宮田正史室長と，国土交通省国土技術政策総合研究所の竹信正寛室長，港湾空本研究では，深層混合処理工法で本体工を構築した岸

港技術研究所の伊豆太特別研究主幹，松本英雄特別研究

壁の一般化を図るため，振動特性を遠心模型実験と数値

主幹，山路徹領域長，川端雄一郎グループ長には，本稿

解析を通じて検討した．また，付録には，設計法・施工をとりまとめる際に，貴重な意見をいただいた．ここに法の概要を示した．三河港神野地区にて DM 岸壁は初め記して，感謝の意を表します．

て施工されて以来，しばらくは適用事例が無かったが，洋上風力発電施設整備のための岸壁構造として広く注目

参考文献

されることになった．特に矢板式岸壁の改良方法として

1) 沿岸技術研究センター：港湾・空港における深層混

経済的な工法であり，今後も多くの適用が期待されると合処理工法技術マニュアル（改訂版），沿岸技術研究ころである．

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設計における残る課題としては，改良体の地耐力の評

CRC Press, 436p., 2013.

価が挙げられる．固化処理土地盤の支持力や地耐力の発現特性は，砂や地盤などの一般的な土材料のものとは異

3) Takahashi, H., Morikawa, Y., Fujii, N., and Kitazume, M.:

なり，コンクリートなどの高強度な構造によるものともThirty-seven-year investigation of quicklime-treated soil

異なる．洋上風力発電施設の部品の重量は大きく，適切produced by deep mixing method, Ground Improvement,

な地耐力評価手法の構築が待たれる．また，まえがきでVol. 171, Issue 3, pp. 135-147, 2018.

- 97 -

高橋英紀・上野一彦・河田 雅也・小西

一生・府川

裕史・和田

4) Takahashi, H., Sato, I., Morikawa, Y., and Ozawa, A.:

眞郷・竹内 秀克・徳永 幸彦・森川

嘉之

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earthquake, Transactions of the American Society of Civil- 98 -

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動

付録A

設計法の概要に基づくと，重力式係船岸とその基礎に用いる深層混合
処理地盤の設計法を踏襲できると考えられ，それらを参A.1

考にすると DM 岸壁構造の設計フローは図-A.1 のように設計のフロー

本編において，地震時に本体工は滑動あるいは転倒しなる．最初に設計条件を確認し，それに基づいて改良仕て破壊することを確認し，外力の評価も行った．これら

様を含んで断面諸元を仮定する．また，照査用震度を含設計条件の決定

断面諸元の仮定（改良仕様の設定含む）

作用の評価（照査用震度の設定含む）
性能照査
永続状態，船舶の接岸及び牽引，レベル1地震動の変動状態
矢板の照査
上部工の照査（滑動，転倒）
永続状態
外部安定（滑動，転倒，支持力）に関する照査

内部安定（端趾圧，せん断応力，地耐力）に関する照査
レベル1地震動に関する変動状態
外部安定（滑動，転倒，支持力）に関する照査

内部安定（端趾圧，せん断応力）に関する照査※1

動的解析による変形量の検討※2

レベル2地震動に関する偶発状態
動的解析による変形量の照査

永続状態
円弧すべり破壊の照査

断面諸元の決定

構造部材の照査
固化処理土の劣化対策の決定※1 必要に応じて，レベル1地震動に対して動的解析によって変形量を検討する．
※2 耐震強化施設の場合，レベル2地震動に対して動的解析によって変形量を照査する．

図-A.1

DM 岸壁構造の設計手順（案）- 99 -

高橋英紀・上野一彦・河田 雅也・小西

一生・府川

裕史・和田

眞郷・竹内 秀克・徳永 幸彦・森川

嘉之

めて作用の評価を行う．クレーンや風力発電設備などの重量物による荷重も作用として考慮する．これらの条件に基づいて性能照査へと進む．性能照査では，始めに本ブロック式

体工前面の矢板と上部工について照査を行う．次に，永杭式

長杭続状態と変動状態（レベル 1 地震動）における岸壁本体
短杭工（改良体）の外部安定と内部安定を照査する．必要に応じて，動的解析を行って変形量を検討する．さらに，
壁式

耐震強化施設であれば，偶発状態（レベル 2 地震動）における岸壁の変形量を照査する．解析方法は本編の 4 章

格子式を参照されたい．その後，永続状態において全体のすべ
り破壊を検討し，断面諸元を決定する．なお，各照査において満足できない場合には，条件設定に戻る．最後に，接円式（接円ラップ）

構造部材の照査や固化処理土の劣化対策の方法について

図-A.2

検討する．以下では，代表的な項目について補足する．
A.2

接円式（接円ブロック）

改良パターン(3) 改良範囲

改良体の仕様改良体の天端高さは背後地盤内の残留水位以下とする(1) 設計基準強度
固化処理土の強度は，一般的な深層混合処理工法と同ことを基本とする．これは，固化処理土は乾湿繰り返し様に，室内配合試験の結果に従うことを基本とする．室作用に弱いためである．また，固化処理土内の間隙水が内配合試験に先立って改良地盤の設計を行う場合，陸上連続するセメント配合であれば，残留水位よりも改良体施工を想定して quck = 500～2,500 kN/m2 程度の設計基準の天端が高いと，長期的には残留水位以上の固化処理土

強度の特性値を目安にすることも多い．この値は，これの含水比が低下し，固化処理土の強度が低下する可能性までの配合試験や実績を参考にして定めたものである．

も考えられるためである．なお，改良体の透水性は低い

ただし，高含水比の地盤や腐食物含有量が高い有機質地

ために，背後地盤の残留水位を高めることがあるので，盤など特殊な地盤に適用する場合は，設計の前に配合試

それも考慮して残留水位を設定する．また，矢板付近で験を行って設計基準強度の特性値を定めることが勧めら

は海側の水位の影響を受けるため，改良体の天端が水位れる．実際の施工では，固化処理土によって形成されたよりも高くなる場合，固化処理土が乾燥しないような上改良杭をオーバーラップさせて改良体を形成するため，部工を設ける工夫も必要である．改良体上部のセメント

その影響を考慮して，固化処理土の強度に = 0.8 を乗

配合量を増やしたり，設計上は残留水位より上部の強度

じて改良体の材料強度とする．

を期待しないようにしたりする方法も考えられる．
改良深度に関しては，液状化しない支持層に着底させ(2) 改良パターン
深層混合処理工法によって改良体を構築する場合，改ることを基本とする．浮き型の場合には地震時の本体工

良杭をオーバーラップさせていく．改良杭の組み合わせ（改良体）の変位が大きくなる可能性があり，変形照査方法によって，図-A.2 に示すようにブロック式，壁式，を綿密に行う必要がある．また，本体工の下端は，岸壁

格子式，杭式，接円式などの改良パターンがある．DM前面の海底面よりも深くする必要がある．本体工下端を岸壁構造では，改良体が土留めとなり，大きな力で土圧

海底面より高く設定して，前面の矢板で土留めを行う構に抵抗するために，ブロック式を基本としている．格子造も考え得るが，その構造では矢板を岸壁の安定性を確式や部分的に壁式にしたり，接円式（接円ラップ）にし保するための構造部材として扱う必要があり，DM 岸壁

たりすることも考えられるが，それらの改良パターンを構造とは概念が異なるものとなる．別途，設計法を構築採用する場合，改良体の内部安定を確保できることの検する必要がある．

討やオーバーラップしないことの影響評価（岸壁法線方

改良幅に関しては，改良深度に相当する幅を設けるこ

向へのドミノ破壊，ねじれ破壊，一体化されていないことが望ましい．改良幅が狭い場合，本体工のロッキングとによる振動特性の変化，不等沈下など）を慎重に行うが大きくなり，転倒モードも発現しやすくなる．

必要がある．また，少なくとも法線直角方向に関しては(4) 改良体の仕様

オーバーラップさせて接合を強固にする必要がある．

上記の(1)～(3)を参考にして改良体の仕様を仮定する- 100 -

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動

が，岸壁の性能照査を行う中で満足できない項目があっ圧については，本体工より上部での水圧のみを考慮すれたり，全体的に余裕がある結果となったりする場合には，ば良い．また，後述するが，上部工からの水平方向の引改良体の仕様を見直して繰り返し照査を行い，最適な改張力を期待して矢板を設計することは避けるべきであり，良体の仕様を決定する．

自立矢板として設計することを基本とする．
根入れ深さとしては，上記の外力を想定して安定性を

A.3

照査用震度

保てるように設定すれば良い．ただし，本編の実験結果

レベル 1 地震動に関する変動状態の照査は，準静的なで示したように，本体工下端よりも根入れを深くすると，力のつり合いで安定性を検討する震度法で行う場合が多地震時に本体工が傾斜して変位する傾向になる．これをい．震度法では地震力を想定するために，照査用震度が避けるために，矢板の応力や安定性を保てるならば，本必要になる．DM 岸壁構造においても他の岸壁設計と同体工下端よりも深くに根入れする必要はない．

様に，工学的基盤の設計地震動を用いて，工学的基盤か(2) 上部工ら上部の原地盤および本体工を対象とした 1 次元地震応上部工としてはコンクリート構造を採用することが基

答解析を実施して得られる地表面加速度を用いて震度を本であり，本体工（改良体）の天端高が残留水位以下と求めることを基本とする．港湾の施設の技術上の基準・なるように，上部工の厚さを決定する．A.2 で述べたよ

同解説においては，岸壁設計に用いる震度は，岸壁の許

うに，本体工の天端を残留水位以上とする場合には，こ容変位量を考慮したものとなっており，残留変位が 10の限りではない．上部工の安定性照査では，背後からのcm 程度になることが推定されるものである．算定式には

土圧・水圧，地震慣性力，船舶からの作用力，矢板壁か係数が設定されており，岸壁構造によって異なる値とならの作用力，上載荷重，自重等を考慮する．また，コンるため，本来，DM 岸壁構造においても独自の係数を算クリートである上部工と本体工（改良体）の摩擦係数は定することが理想ではある．一方で，同じ震度を用いて基本的に = 0.5 とする．摩擦力が足りない場合には上部設計したケーソン式岸壁と DM 岸壁構造を対象とした動工底面にせん断キー（ホゾ）を設けて本体工（改良体）

的数値解析が行われており，同程度の変位量になっていに食い込ませる方法もあるが，その抵抗力の評価は難し

た．このため，ケーソン式岸壁の係数を参照することといので，これは補助的な対策と考えると良い．なお，矢する．具体的な照査用震度の算定方法については，港湾

板壁からの水平反力を上部工に期待する設計は避けるこの施設の技術上の基準・同解説を参照されたい．

とが望ましい．これは，控え杭式矢板岸壁のタイロッドとは異なり，コンクリートは引張力に弱いためである．

A.4

矢板および上部工(1) 矢板A.5

安定性の検討DM 岸壁構造では，本体工である改良体前面には劣化(1) 外的安定防止工が必要である．地盤が固化するまでの土留めが必

外的安定に関しては，重力式係船岸や基礎に用いる深要であることから，劣化防止工としては鋼矢板か鋼管矢層混合処理地盤と同様に，本体工下部の地盤が剛である

板が現実的な材料と言える．矢板は，固化処理土が波浪と仮定して滑動と転倒の照査を行い，下部の地盤に対しで浸食したり，乾燥したりすることを防ぐ．また，上部ては支持力の照査を行えば良い．なお，各照査において工の重量を負担する設計も考え得る．上部工は本体工か部分係数を設定できていないため，調整係数によって安ら鉛直反力を得る方が良いが，幅が必要な鋼管矢板を利定性を検討することとする．具体的な調整係数の値につ用した場合，鋼管矢板の上に岸壁法線を設けるために，

いては文献 1)を参照されたい．

矢板から上部工の鉛直反力を得なければならないことも(2) 内的安定ある．矢板は岸壁の供用期間において性能を期待される基礎に用いる深層混合処理地盤では，端趾圧とせん断部材となるため，適切に防食を行う必要がある．

応力を考える．上部にケーソンなどの重量物が載るため矢板の照査では，残留水圧，静水圧，地震時動水圧，に，鉛直せん断の破壊モードを考えることになっている．

上部工からの作用力等を考慮する．地盤改良の施工前，

一方，DM 岸壁構造では本体工の上にケーソンなどの重地盤改良の施工中，施工後の 3 つの状態で照査を行う．

量物が載らないため，基本的には鉛直せん断の照査は省施工後においては，本編で述べたように，矢板前後で静略できる．ただし，改良体の強度が小さい場合や重量物

水圧が相殺していることを想定せず，矢板前面の静水圧が載る場合，鉛直せん断を含むせん断破壊についても照を考慮して矢板を設計すれば良いと考えられる．残留水査を行う．また，洋上風力発電設備のような重量物に対- 101 -

高橋

英紀・上野

一彦・河田 雅也・小西

一生・府川

裕史・和田

付録B

引張破壊

眞郷・竹内 秀克・徳永 幸彦・森川

嘉之

施工の注意点主働破壊
B.1

深層混合処理工法の配置計画と打設順序

既設の矢板背後に固化処理土地盤を形成する場合，機せん断破壊

械攪拌式の深層混合処理機だけでは DM 岸壁を構築する

改良体
図-A.3

のは難しい．これは機械攪拌式の処理機では，矢板に接した状態で固化処理土地盤を構築することができないた

改良体の主働破壊モード

めである．このため，矢板と機械攪拌式の処理機で構築した本体工（改良体）の間は，高圧噴射攪拌式の処理機
しては，地耐力についても評価する必要がある．

を用いて固化する必要がある．機械攪拌式に比べて高圧

せん断破壊については，鉛直せん断や改良体自体の主噴射攪拌式の地盤改良は高価であることや，本体工とし働破壊が想定される．鉛直せん断については，任意のせて確実に固化処理土地盤を形成する必要があることから，ん断面を仮定して，せん断強度がせん断応力を上回るこ機械攪拌式の深層混合処理機による固化を優先すべきでとを確認すれば良い．主働破壊については，Kitazume etある．なお，セメントを攪拌混合した直後は，地盤は液al.2)が算定方法を提案しており，図-A.3に示すようにせ体状になるため，部分的に液圧が矢板へ作用する．矢板ん断破壊と引張破壊が複合する破壊モードとなることがが液圧に耐えられない場合，矢板を切梁でつなぐなどの示されている．

一時的な補強も検討する必要がある．また，新規に DM

改良体の地耐力評価手法については，現在のところ明岸壁を構築するならば，機械攪拌式の深層混合処理機に確なものが示されていない．これは，固化処理土は砂やよって固化処理土地盤を形成してから，その直近に矢板

地盤などの一般的な土材料とは異なり，コンクリートなを打設すればよく，上記の問題は発生しない．

どの高強度な材料とも異なるためである．適切な評価手

矢板に近い未改良地盤上に深層混合処理機が載ると，法の提案が待たれるところではあるが，暫定的な方法とその重量で地盤が変形し，矢板を変形させる危険性があして，鉛直載荷時に改良体内に発生する最大のせん断応る．このため，固化処理後の地盤上に施工機を載せて，力を調べる方法が考えられる．地盤内応力の弾性解とし未改良部を改良していく前進施工を行うことが望ましい．

ては，最大せん断応力はmax=q/（q は載荷圧力）と表せ

また，変位低減型の深層混合処理機を用いるとしても，る．一方，固化処理土のせん断特性としては，過去の固施工に伴って地盤は側方に変位するため，矢板付近での化処理土のせん断試験例えば 3), 4)に基づくと，1/3qu 程度の施工には注意が必要である．
矢板の変形を減らすために，

軸差応力以下の荷重であれば，ほぼ塑性しないことが分

矢板から遠ざかる方向へ打設を進めたり，タイロッドをかっている．このため，発生する最大せん断応力max が活かしながら施工したり，場合によっては変位緩衝孔を設計圧縮強度の 1/3 の半分を超えないように改良体を設設けたりすることが望ましい．深層混合処理工法におけ

計しておけば良いと言える．

る変位緩衝孔の効果については，例えば，文献 1), 2) , 3)などで報告されている．三河港神野地区の DM 岸壁の施工

参考文献（付録A）

では，深層混合処理機の打設箇所の既設タイロッドを取

1) 深層混合処理工法による岸壁構造設計・施工マニュア

り外したが，外した箇所の両脇に仮設のタイロッドを設ル（案）：CDM研究会，100p., 2023.

置して矢板が変形することを抑制した．この方法につい2) Kitazume, M., Hayano, K., and Hashizume, H.: Seismicては，文献 4)で述べられており，参照されたい．

stability of cement treated ground by tilting and dynamic
shaking table tests, Soils and Foundations, Vol. 43, Issue 6,

B.2

pp. 125-140, 2003.

固化処理を行う対象の原地盤は硬質な場合がある．通硬質地盤や転石への対応

3) Kongsukprasert, L. and Tatsuoka, F.: Ageing and viscous

常の機械攪拌式の陸上深層混合処理機では，N 値=10 程effects on the deformation and strength characteristics of度（粘性土），30 程度（砂質土）までの地盤で施工が可

cement-mixed gravelly soil in triaxial compression, Soils

能であるが，それより硬質な地盤では施工できるかどう

and Foundations, Vol. 45, Issue 6, pp. 55-74, 2005.

かは現場の土の状況次第である．しかしながら，近年，

4) 宮下千花：固結した地盤材料の変形強度特性の拘束

硬質地盤対応の施工機も開発されており，改良対象の地圧・載荷速度依存性，東京大学博士論文，2016.

盤が硬質な場合には，そのような施工機を用いることも- 102 -

セメント固化処理土による壁体を利用した岸壁構造の地震時挙動

仮設鋼矢板

上部工
図-B.2
図-B.1

波よけとして設置した仮設の鋼矢板

相対攪拌式深層混合処理工法の撹拌翼
タを収集し，施工箇所の水位を水中ポンプで下げることできる．例えば，硬質地盤の改良に対応した相対攪拌式

や，図-B.2 に示すような波よけの鋼矢板等を岸壁前面に深層混合処理工法（CDM-Mega 工法，1,600 mm×単軸）

設置することを検討する．

がある（図-B.1）．また，標準型改良機（1,000 mm×2

上部工の施工については，特に波が問題となり，コン軸）によっても掘削ヘッドの補強を行うことで硬質な砂

クリートの現場打設では，型枠設置後やコンクリート打質土地盤を改良した実績もある．具体的には，掘削爪（ビ設後に，波の影響によって型枠の損壊やコンクリートのット）を取り付けた．この場合の適用可能な N 値は，粘品質低下が懸念される．このため，プレキャスト製上部性土で N 値=12 以下，砂質土で N 値=40 以下であった．

工コンクリートを用いることが勧められる．この場合，

ただし，回転数や打設速度を低下させるなどして，施工

荒天時を避ければ，条件によっては波浪対策の必要がな

サイクルは低下するので，事前に留意しておく必要があ

くなる．

る．
既設岸壁を改良する場合，地盤内に石や礫が含まれる

参考文献（付録B）こともある．転石以外の地中障害物としても，コンクリ

1) 柴田健司，西林清茂，上野孝之：軟弱地盤における変ート版や松杭などもある．これらの障害物があると深層状対策に関する研究（その1）－変位吸収法の室内試

混合処理機で固化処理を行えないことが多い．障害物を験とシミュレーション－，大林組技術研究所報，No.

地中から掘り起こす方法としては，ロックオーガー工法

46, pp. 63-68, 1993.

や全周回転オールケーシング工法等があげられる．これ

2) 伊藤智治，上野孝之，西林清茂，高橋真一：軟弱地盤

らの方法によって障害物を取り除き，土で埋め戻し，固における変状対策に関する研究（その2）－変位吸収化処理を施す．

法のメカニズムと実用設計手法－，大林組技術研究
所報，No. 53, pp.71-76, 1996.

B.3

波浪や高潮位への対策

3) 吉田吉孝，高橋寛行，村川徳尚，草野孝三：機械撹拌

岸壁を構築する場所において，防波堤による波の遮蔽工法地盤改良による近接土留めへの影響検討およびが十分ではない場合，施工中の波浪対策が重要である．

考察，西松建設技報，Vol. 40, No. 1, 7p., 2017.

また，高潮位時の海水の侵入についても対策を施してお4) 岩田尚晃，宮原祐二，山脇秀仁：既設構造物を考慮しく必要がある．DM 岸壁構造では，陸上の深層混合処理

た耐震強化岸壁の整備，中部地方整備局管内事業研機が用いられるが，越波や浸水が生じる箇所では施工が究発表会，国土交通省中部地方整備局，6p., 2015.

難しいだけではなく，施工機の動作不良や資機材の流出も考えられる．また，浸水によって地盤改良を施した天端が浸食されたり，海水が未固化の処理土に混じることによって品質が低下したりすることが考えられる．さらに，上部工の施工時にも越波や浸水は問題となる．施工
場所の経時波浪データ（波高や波向きなど）や潮位デー- 103 -