セメントや石灰などを原位置の軟弱な土に添加して地盤を固化する深層混合処理工法は，迅速にかつ，効果的に地盤の改良が図れる。このため，羽田空港沖合展開工事や有明湾沿岸の築堤工事をはじめ全国で軟弱地盤対策として幅広く採用され，最近では砂質地盤の液状化対策にも利用されてきている。

この深層混合処理工法による改良地盤の品質確認は従来から，ボーリングコアーの一軸圧縮試験により行ってきた。

しかし，この方法は試料採取や試験に時間を要し，また，高価で数多くのサンプリングができないなどの問題のほか，サンプリング時の試料の乱れや試験した供試体が改良地盤全体の代表値として取り扱えるかなどの課題が残されている^１）。

このため筆者らは，深層混合処理工法による安定処理土の簡便な品質確認手法として回転貫入サウンディング（以下ＲＰＴ：Rotary Penetration Testと呼ぶ。）の利用を検討してきた^２）。この試験方法は，ボーリングロッドの先端に切削型のビットを取り付けて，それを回転貫入させる際の切削抵抗を測定し，改良柱体の強度を推定するものである。

ここでは，これまでの室内試験の結果と合わせ，粉体噴射撹拌（ＤＪＭ）工法で施工した粘性土地盤での安定処理柱体について，ＲＰＴによる一軸圧縮強度の深度分布を推定した結果を述べる。

ＲＰＴは図ー１に示すような切削ビットをボーリングロッドの先端に取り付け，それを安定処理柱体に回転切削・貫入するときの切削抵抗を測定する，一種のサウンデイング手法である。代表的なサウンディング手法としては標準貫入試験やオランダ式コーン貫入試験などがあるが，それらの試験法は，通常の地盤を対象にしたものであり，安定処理土のような強度の高い地盤では，貫入できず，通常，試験が困難となる。これに対し，ＲＰＴは，土を切削して貫入するために，軟弱土のようなものから，強度の大きな安定処理土まで適用できる。

ところで，このような切削抵抗に関する研究としては，これまで石油井戸の分野において岩石の切削性に関する研究が行われており，通常の土の切削を対象にしたものではブルドーザの土工板など建設機械の設計のために掘削抵抗の研究が行われてきている^３）。これらの研究によると岩や土の切削は，図ー２の切削模式図に示すように，ビットからのせん断応力が土のせん断抵抗を越えるときに生じる。したがって切削抵抗は，土のせん断抵抗力（内部摩擦角や粘着力等）を反映した値となるが，このほか切削深さ，切削速度さらに，切削ビットの形状や切削ずりの排出状況などにも影響され，土の強弱，切削の形態などによって異なったものとなる。

ＲＰＴでは，切削抵抗として貫入推力，削孔速度，回転トルク，回転速度を切削抵抗のパラメータとして計測しており，このほか切削ずりの排出のための送水圧も測定することにしている。

これらの切削抵抗のパラメータと地盤強度との関係は室内模型試験機を用いて試験を行っている。模型と実機とは，ビットの形状は図ー１と同じであるが，室内模型試験ではビット外径が異なり，40mmとなっている。

図ー３は，改良土の一軸圧縮強度q_uと，室内模型試験によって得られた尺度構成値Ｉ_dとの関係である。

なお，尺度構成値Ｉ_dは，貫入推力F（kgf），削孔速度V（cm／sec），回転トルクＴ（kgf•cm），回転速度N（rps）などの切削抵抗パラメータから次式で得られる。

Ｉ_d＝ａ（Ｖ^－0.5Ｆ^0.6Ｔ^0.2Ｎ^0.2）+ｂ

ａ，ｂは，ビットの形状や土質によって異なる。図の一軸圧縮強度q_uと尺度構成値Ｉ_dとの相関係数は0.94であり，室内試験では安定処理した供試体の強度を切削抵抗から充分な精度を持って推定することができると考える。

図ー４は，原地盤でのオランダ式コーン貫入試験結果を示している。原地盤は，改良処理杭の杭頭部を基準にして深さ約6.5mまでは砂層で，特に深さ約5mのところにqc=100kgf／cm²程度の良く締まった砂層が存在している。それ以深，深さ16.0mまでは含水比100～200％の極めて軟弱な腐食土層があり，16.0m以深は緩く締まった砂質土と粘土の互層である。

深層混合処理の施工は，改良材を腐食土層では380kg／m³添加し，砂質土と粘土の互層まで改良を行った。

表ー１には，深層混合処理の改良柱体から採取されたコアサンプルの一軸圧縮試験結果を示す。

一軸圧縮強度は，4.6～46.5kgf／cm²と深さ方向で大きなばらつきが見られる。また，写真ー１にサンプリングされたコアの写真を示す。この写真から，同一の改良柱体の同一土層でもサンプルの状況が異なり，場所によってはビスケット状に割れていたり，亀裂が多く入っているものもあった。また，目視ではあるが，改良柱体に強弱が見られ，サンプリングされたコアの中で一軸圧縮試験に供しうる部分は少なかった。これらのことからも，サンプリングコアを用いて改良処理土全体の圧縮強さを確認する現状の管理方法には問題があると判断される。

実験に使用した切削ビットは，図ー１に示すようにドラグ型で，すくい角15度，掘削外径φ65mmのものである。貫入推力，回転トルク，送水圧の計測は，ボーリングロッドと地盤の摩擦などの影響を除去するために，切削ビットの直上部にセンサーとメモリーを取付け，コードレスで計測・記録を行った^４）。ロッド削孔位置（削孔速度），ロッド回転速度，ロッド回転トルク，送水圧，送水量の測定は，地上のボーリングのベースマシーンで行った。写真ー２にＲＰＴの実施状況を示す。

試験の条件は，回転速度を20rpm，削孔速度を0.2cm／sec，掘削泥水量を約60ℓ／minに一定に制御して，No.１からNo.３の３本の改良柱体について実施した。なお，この内のNo.１の改良柱体で前述したコアサンプリングを行っている。

ＲＰＴでは，削孔試験後，計測ロッド内のメモリーに蓄えられた貫入推力，回転トルク，送水圧のデータは，通信回線を利用してコンピュータに転送される。転送されたデータは，ベースマシーンで計測されたデータと合わせコンピュータで演算処理され，例えば写真ー３のように表示される。

図ー５には，ＲＰＴ試験から得られたNo.３の改良柱体の貫入推力Fと回転トルクＴとの関係を示す。図より，土質の違いによってＦ～Ｔの関係に明らかな相違が見られ，砂層部の方が腐食土層部よりもＴ／Ｆの傾きが大きい。

Ｔ／Ｆは表ー２に示すように，No.１からNo.３のいずれの改良柱体でも砂層部と腐食土層部で異なり，土粒子の大きさ，あるいは土の粘着力により違った傾向を示す。

図ー６には，No.１の改良柱体での貫入推力Fと送水圧Pwの関係を示す。なお，ここでPwはロッド先端で測定された値から泥水の静水圧を減じたものである。これより，FとPwには正の相関が認められ，PwはFによってほぼ一義的に決定されると考えられる。

図ー７にNo.３の改良柱体における一軸圧縮強度q_u28と回転貫入サウンデイングで計測された比削孔エネルギーEsとの関係を示す。比削孔エネルギーEsは，前述した尺度構成値Ｉ_dと同様に，切削抵抗から地盤の強度を推定するための指標の一つで，単位掘削量の掘削に要する貫入エネルギーと回転エネルギーの和で次式で計算される^２）。

ここに，Es（kgf／cm²）は比削孔エネルギー，r（cm）は削孔半径である。

回転貫入サウンディングでのサンプリング時間は自由に取れるが，今回の試験では５秒間隔で深さ１cm毎に計測しており，コアの一軸圧縮強度に比べ極めて高い頻度で測定される。なお，図ー７では深さ５cm毎の表示を行っている。図より比削孔エネルギーEsと一軸圧縮強度に高い正の相関性が確認できる。

図ー７の関係を用いて，No.１からNo.３の改良柱体の測定深さと推定一軸圧縮強度q_u´の関係を示したのが図ー８である。これより，いずれの改良柱体でも，原地盤の土質の違いによる影響を受け，深さ方向で大きく強度の差が見られる。特に深さ３m付近および８m付近と，11m以深で断続的に強度の低い部分が一部見受けられる。また，深さ６m付近では，原地盤が比較的締まった砂質土であった影響で，推定一軸圧縮強度q_u´も60kgf／cm²程度の高強度であり，安定処理材の改良効果が良好な部分となっている。

以上より，回転貫入サウンデイングによって推定される一軸圧縮強度q_u´は安定処理杭体の強度分布を良く反映していると考えられ，コアサンプリングによる一軸圧縮試験より高密度で地盤状況を把握できる。

深層混合処理工法などの安定処理工法においては，地盤の不均一性や施工の不確定性により，品質，改良柱体の強度にある程度のばらつきが生じることは避け得ない。また，現状のコアサンプリング手法では施工後の品質検査方法としても問題点が残されている。

このためＲＰＴなどの新しい，確実な品質確認手法の確立が望まれている。

今後においては，ＲＰＴによるデータの蓄積や局部的に品質のばらつきのある地盤の評価法などについて調査・研究を継続して，安定処理地盤全体の品質管理法の確立を図ることが重要であると考えている。