JP4970547B2 - 気泡安定液の調整方法と気泡掘削施工法 - Google Patents

Description

本発明は、地盤掘削土に気泡および水又はセメントミルクを混合して掘削を行うための気泡安定液の調整方法とこれを踏まえた気泡掘削施工法に関するものである。

地中連続壁工法は１９５０年頃ヨーロッパで土留め壁や止水壁を構築する工法として採用され、日本では１９５９年に河川締切用の止水壁として初めて導入された。その後、市街地周辺の建設工事において、鋼矢板や既成杭の打設時に生ずる騒音、振動、周辺地盤の沈下や地下水位への影響等が社会問題となり、このような社会・環境問題に対する有効な工法として採用されている。近年では大深度化、大型化のみならず、仮設構造物から永久構造物にも採用されるようになっている。またコンクリート構造物だけではなく、ソイルセメント地中壁構造物としての利用が拡大している。
このような地中連続壁工法では溝壁の安定を保ち、掘削土砂の排泥を容易にするためにベントナイト系安定液を使用している。しかしながら、この方法では排泥土量が多く、さらにベントナイトの混入した排泥土の再利用は困難でかつ処理費用が高額になることより、それに代わるものが求められていた。
一方、掘削土砂に体積比で１５〜４０％の気泡及び適量の水を加えた懸濁液（以下、気泡安定液と称す）は安定液としての諸機能を有しており、気泡安定液を使用する地中連続壁施工方法は従来と特に変わるものではないことが知られている。掘削機械の掘削先端部から所要量の気泡及び水を吐出させ掘削土砂と混合・攪拌すると、この懸濁液が溝壁を安定化し、流動性等の機能を持った気泡安定液となり、連続した掘進を行うことができる。排泥土砂中の気泡は気中に放置する、あるいは消泡剤を添加すると容易に消泡するので後処理が容易である。このため、排泥土量はベントナイト系安定液に比較し１／２以下に減少するので、気泡安定液は環境負荷、経済性に優れていると言える。
地盤掘削に気泡を利用した例としては、気泡シールド工法がある（たとえば、非特許文献１、特許文献１−２）。気泡シールド工法は、土圧系シールド工法における加泥材として気泡を用いた工法で、気泡添加により掘削土砂のチャンバ内とスクリューコンベアによる排土時の流動性と止水性を高めるとともに、粘性土の付着を防止するものである。また、排泥土中の気泡は自然消泡または消泡剤により消泡されるので、排泥土は気泡注入前の状態に戻り、後処理が容易であるとされている。しかしながら、気泡を含むチャンバ内土圧により、シールド切羽土圧に抵抗する機構は概念的に示されているが、気泡自体による切羽地盤安定化機構について詳細な検討は行われていない。
一方、地下連続壁工法（たとえば特許文献３）等では、気泡安定液はベントナイト系安定液と同様に直接的に掘削溝壁の安定性に関与するので、気泡シールドの場合に比べてその安定化機構、性能について詳細に検討する必要がある。特に、気泡安定液の主要材料が気泡であることより、溝壁の安定性、流動性等においてはその機能の発現メカニズムにベントナイト系安定液とは大きな違いがある。さらに経済性、環境負荷においても、排泥量、処理費用等に大きな差異が生じる。
ベントナイト系安定液を用いた地中連続壁工事では、比重とファンネル粘性の測定結果をもとにベントナイト安定液の性状管理図を用いて管理が行われ、多くの優れた施工実績が得られている。この管理図の所定の領域では、ベントナイト安定液が良好またはやや良好な性状を保持するが、領域外にその状態が変化する場合にはベントナイトの配合量を増やしたり、ＣＭＣなどの助剤を加えたりして適宜な対策をとる必要があるとされている。
気泡安定液は、以上のような既往の知見、技術を踏まえて創案されたものであり、“掘削土砂、気泡及び水の均質な懸濁液であり、溝壁の安定性、止水性、流動性等に優れた安定液”と定義できる。しかしながら、気泡安定液の物性は、添加する気泡量、水量のみならず掘削土砂の粒度、コンシステンシー特性の影響も強く受ける。したがって、気泡安定液を利用した地下掘削時には、それらの影響を評価しうる、ベントナイト安定液の比重とファンネル粘性に相当するような、適切な管理指標を設け、気泡と水の添加量により調整を行いつつ掘削管理を行う必要がある。
だが、現状においては、気泡安定液についての掘削施工上の管理指標に係わる技術手段は実現されていないのが実情である。
シールド技術協会「気泡シールド工法」（平成１９年６月） 特許第３１２４３６８号公報 特許第２７６８１０４号公報 特許第３７２５７５０号公報

本発明は、以上のとおりの背景から、従来の問題点を解消して、気泡安定液についての掘削施工上の管理指標を明らかなものとし、これに基づく気泡安定液の調製方法と地盤の掘削のための新しい方法を提供することを課題としている。

本発明は、上記の課題を解決するものとして以下のことを特徴としている。
第１：掘削土に気泡および水又はセメントミルクを加えて混合した地盤掘削用の気泡安定液の調整方法であって、気泡量と水又はセメントミルク量とを以下の指標に基づいて安定化調整する気泡安定液の調整方法。
＜Ａ＞掘削土に気泡を添加したときに消泡が生じない最小の含水比である消泡含水比（Ｗｍｉｎ）
＜Ｂ＞気泡安定液の分離が生じない最大含水比である分離含水比（Ｗｓｅｐ）
＜Ｃ＞掘削に必要な流動性からの最小の気泡添加量を示す最小気泡添加率（Ｑｍｉｎ）
＜Ｄ＞掘削上必要な最小密度としての気泡安定液の必要密度を得るための最大の気泡添加量を示す最大気泡添加率（Ｑｍａｘ）
第２：気泡安定液の密度と流動性との直交Ｘ−Ｙ二次元相関図において、前記指標Ｗｍｉｎ、Ｗｓｅｐ、Ｑｍｉｎ、およびＱｍａｘの曲線で囲まれた範囲内となるように気泡量および水又はセメントミルク量を調整することを特徴とする上記第１に記載の気泡安定液の調整方法。
第３：気泡安定液の密度と流動性は、気泡安定液の単位体積重量γｃとＴＦ値により表すことを特徴とする上記第２に記載の気泡安定液の調整方法。
第４：消泡含水比Ｗｍｉｎは、掘削土に含まれる粗粒分の表面乾燥含水比と細粒分の収縮限界含水比の和、を基準として決定することを特徴とする上記第１ないし第３いずれかに記載の気泡安定液の調整方法。
第５：分離含水比Ｗｓｅｐは、掘削土砂に含まれる粗粒分の分離含水比と細粒分の分離含水比の和であって、
粗粒分の分離含水比は粗粒分の比表面積と気泡安定液の気泡添加率の一次関数、
細粒分の分離含水比は液性限界、として表すことを特徴とする上記第１ないし第４いずれかに記載の気泡安定液の調整方法。
第６：ＴＦ値は、掘削土の細粒分含有率Ｐが１０％以上または１０％未満、気泡添加率が１％以上または１％未満の４つの領域毎に、含水比Ｗ、気泡添加率Ｑ、掘削土の粗粒分の比表面積Ｓ、掘削土の細粒分含有率Ｐ、掘削土の細粒分の液性限界Ｗ_Ｌの関数として管理することを特徴とする上記第１ないし第５いずれかに記載の気泡安定液の調整方法。
第７：最小気泡添加率（Ｑｍｉｎ）は、含水比Ｗが消泡含水比（Ｗｍｉｎ）のときにＴＦ値を管理値以上に保つために必要な気泡量を示す指標として決定されることを特徴とする上記第１ないし第６いずれかに記載の気泡安定液の調整方法。
第８：安定液の単位体積重量γｃを、気泡添加率Ｑ、細粒分含有率Ｐ、安定液の含水比Ｗ、粗粒分の土粒子の単位体積重量γｓｓ、細粒分の土粒子の単位体積重量γｓｃ、水の単位体積重量γｗ、気泡の単位体積重量γ_ｂの関数として管理し、最大気泡添加量（Ｑｍａｘ）は、γｃを管理値以上に保つために必要な気泡量として分離含水比Ｗｓｅｐと共に決定されることを特徴とする上記第１ないし第７いずれかに記載の気泡安定液の調整方法。
第９：セメントミルクは、水セメント比（Ｗ／Ｃ）が０．６〜４．０であることを特徴とする上記第１ないし第８のいずれかに記載の気泡掘削施工法。
第１０：上記第１ないし第９のいずれかに記載の方法によって気泡安定液を調整して地盤の掘削を行うことを特徴とする気泡掘削施工法。
第１１：溝壁の崩壊を防ぎ排泥を容易とする地下連続壁工法であることを特徴とする上記第１０に記載の気泡掘削施工法。
第１２：気泡安定液を固化させるに際し、固化体の強度増加のために固化材中に消泡材を混合して固化させることを特徴とする上記第１１に記載の気泡掘削施工法。
第１３：シールド推進機のカッターフェイスと切羽面の間およびチャンバ内に気泡安定液を充填し、切羽の崩壊を防止しつつ掘削するシールド工法であることを特徴とする上記第１０に記載の気泡掘削工法。

図１は、気泡安定液の作成法を例示した工程図である。
図２は、骨材土粒子の含水状態を示した模式図である。
図３は、分離実験に用いたシリンダー状の分離含水比測定装置の模式図である。
図４は、掘削土砂に含まれる比表面積の影響を調べるために、表１の各種珪砂について気泡添加率を２％の一定量とし、含水比を変化させた気泡安定液を作成し、重量比を求めた結果である。
図５は、分離含水比の計測値と式（８）による推定値を要因別に分けて比較した結果である。
図６は、変水位透水試験に準じた実験に使用した実験装置図である。
図７は、気泡安定液及びベントナイト安定液における透水量と時間の関係を調べた結果である。
図８は、気泡安定液及びベントナイト安定液における透水量と時間の関係を調べた結果である。
図９は、安定液で不透水層が形成されて液圧により安定を保っている溝壁に対して、模擬地盤内部の地下水圧を徐々に増加させることにより溝壁面を崩壊させた時の安定液圧と水圧の関係を調査するために使用した実験装置図である。
図１０は、豊浦砂を模擬地盤として気泡安定液及びベントナイト安定液を使用した場合の、安定液圧＝Ｐ_Ｗ＝３９．２ｋＮ／ｍ^２、上載圧Ｐ_Ｓ＝２９．４ｋＮ／ｍ^２とした時の実験結果である。
図１１は、豊浦砂を模擬地盤として気泡安定液及びベントナイト安定液を使用した場合の、安定液圧＝Ｐ_Ｗ＝３９．２ｋＮ／ｍ^２、上載圧Ｐ_Ｓ＝２９．４ｋＮ／ｍ^２とした時の実験結果である。
図１２は、壁の崩壊が生じた時の実験結果を示す表６をもとに地盤内間隙水圧と安定液圧との比である。
図１３は、ａ）気泡添加率、ｂ）比表面積、ｃ）細粒分含有率、ｄ）液性限界をパラメーターとしたときのＴＦ値と含水比の関係を例示した図である。
図１４は、α，βの決定に先立ち、図１３−ａ）を含水比をパラメーターとして描き直した結果である。
図１５は、α，βの決定に先立ち、図１３−ｃ）を含水比をパラメーターとして描き直した結果である。
図１６は、式（１０）によって得られたＴＦ推定値とＴＦ実測値を領域別に分けて、比較した結果である。
図１７は、気泡安定液管理図の一例である。
図１８は、施工に使用した安定液管理図ならびに施工中の気泡安定液の単位体積重量とＴＦ値の計測値である。
図１９は、現場で使用した気泡安定液の管理図及び施工中の気泡安定液の単位体積重量とＴＦ値の計測値である。

本発明の気泡安定液は、掘削土に気泡および水又はセメントミルクを加えて混合、混練して連続的に形成されるものであって、しかも掘削施工において均質懸濁液として安定した効果を奏するものである。本発明では、このような気泡安定液を、連続的に、施工現場において形成可能とするための調整方法として、前記のとおりの指標：
＜Ａ＞掘削土に気泡を添加したときに消泡が生じない最小の含水比である消泡含水比（Ｗｍｉｎ）
＜Ｂ＞気泡安定液の分離が生じない最大含水比である分離含水比（Ｗｓｅｐ）
＜Ｃ＞掘削に必要な流動性からの最小の気泡添加量を示す最小気泡添加率（Ｑｍｉｎ）
＜Ｄ＞掘削上必要な最小密度としての気泡安定液の必要密度を得るための最大の気泡添加量を示す最大気泡添加率（Ｑｍａｘ）
に基づいて気泡添加量と水又はセメントミルクの添加量とをコントロールする。このような指標は、本発明において初めて具体的に明確にされたものである。
そして、本発明の調整方法では、前記のとおり、気泡安定液の密度と流動性との直交Ｘ−Ｙ二次元相関図において、前記指標Ｗｍｉｎ、Ｗｓｅｐ、Ｑｍｉｎ、およびＱｍａｘの曲線で囲まれた範囲内となるように気泡量と水又はセメントミルク量とを調整することを特徴としている。
そこで、以下に、上記の指標群が気泡安定液の調整、管理において有効であることの理由と根拠について詳述する。
１．指標群と気泡安定液の物性
以下の説明においては、具体的検証に係わるものとして次のことが前提とされている。
（１）材料について
＜起泡剤＞
起泡剤としては、アルキルサルフェート系界面活性剤、部分加水分解蛋白質、アルキルエーテル系化合物複合体等の各種のものを用いることを考慮することができる。なかでも、安定液の機能として最も要求される溝壁を安定した状態に保ち続ける性能を得るためには、消泡し難く、酸やアルカリ等の化学的安定性に優れ、かつ起泡能力の大きい起泡剤としてアルキルサルフェート系界面活性剤を使用するのが好ましい。
なお、以下の検証で用いた起泡剤は気泡コンクリート、エアーモルタル等に使用されている製品である。得られる気泡の粒度がおおよそ２０〜５００μｍ程度の範囲のものであれば、以下の検証と同様に用いることができると考えられる。
＜試験用土試料＞
模擬土としての試験用土試料は、粗粒土として豊浦砂、珪砂６号、珪砂５号、珪砂４号、珪砂３号、ＮＳ３０を、細粒土としてコンシステンシー特性の異なるカオリン、木節粘土、ベントナイトを使用し、適宜粗粒土と細粒土を混合し試料とした。なお、後述の図中の凡例においては、試料に表１のように記号をつけ表記した。粗粒土と細粒土の混合土はＴｏ−Ｋａのようにハイフンで結合し表記した。また、Ｄ_５０は試料の５０％粒径、Ｓは比表面積、Ｗ_Ｌは液性限界、Ｉ_ｐは塑性指数である。

＜気泡安定液の作成＞
気泡安定液は、ここでは先ず、掘削土に気泡と水を加える場合について、検証する。なお、水に換えてセメントミルクを用いる場合については、後で説明をする。
気泡安定液の作成法は、図１に示すように、起泡剤原液を仕様書に従って水で２０倍に希釈し、これをさらに２５倍の体積になるようにハンドミキサーで泡立てて気泡を作成し、この気泡と水を試料土に添加して、試料土、気泡と水が均一に分散するように混合する。この起泡剤の希釈率は起泡剤の仕様書に規定された希釈倍率である。仕様が異なる気泡剤を用いる場合には、気泡剤としての機能を最大限に発揮することができる希釈倍率を採用し、気泡添加率Ｑと後述の気泡の単位体積重量γ_ｂを調整すればよい。
また、気泡安定液への気泡添加率Ｑは式（１）で定義することができる。式（１）から明らかなとおり、気泡添加率Ｑは掘削土の乾燥重量に対する気泡の重量の割合として定義される。そして、気泡添加量は掘削土の乾燥重量に対し添加する気泡の重量である。

（２）気泡安定液の懸濁安定性条件
気泡と混合する掘削土の含水比が適切であると懸濁状態を保つ安定した気泡安定液となるが、掘削土が乾燥状態にあると土粒子の吸水作用によって気泡の水が吸収され消泡が生じる。これとは逆に加水量が多く含水比が高くなると、土粒子は分離・沈降を生じ気泡安定液は不均質な状態となる。気泡が消泡しない最小含水比を消泡含水比、土粒子が分離・沈降を生じる含水比を分離含水比と名付けると、それぞれ以下のように定義される。なお、ここで言う土粒子とは、掘削土中の粗粒分と細粒分の全ての土粒子を意味する。
＜消泡含水比（Ｗｍｉｎ）＞
気泡安定液に消泡の生じない最小の含水比を消泡含水比（Ｗｍｉｎ）とする。気泡安定液に含まれる土粒子の性状の違いが消泡含水比に及ぼす影響を、安定液に含まれる土粒子の粗粒分と細粒分に分けて考える。
ａ）粗粒分の影響
粗粒分の消泡含水比に及ぼす影響は、コンクリートの骨材配合設計時に用いられる表面乾燥状態含水比に着目して評価した。コンクリート工学では骨材土粒子の含水状態を図２のように４段階に分けており、この中で土粒子が気泡を吸着して消泡現象が起こるのは、表面乾燥状態を下回る含水比のときと考えられる。よって、粗粒分の場合、消泡含水比は表面乾燥状態に相当する含水比（表面乾燥含水比）とすることができる。
ｂ）細粒分の影響
細粒分に関しては、表面乾燥含水比の測定が困難である。そこで、粘土などの細粒分の含水比低下に伴う体積収縮状態の変化に着目した。
細粒分は含水比の低下によって、正規収縮、残留収縮、無収縮という段階を経て収縮する。無収縮時には土粒子骨格体積は変化せず、間隙液体体積のみが現象する。したがって、残留収縮が停止する収縮限界に相当する含水比以下では、細粒分が気泡を吸着し消泡させると考えられる。よって、細粒分の場合には消泡含水比に収縮限界に相当する含水比（収縮限界含水比）を採用することができる。
ｃ）気泡安定液の消泡含水比（Ｗｍｉｎ）の決定
上記の気泡安定液に含まれる粗粒分と細粒分が消泡条件に及ぼす影響を考慮して、掘削土に対応する消泡含水比を決定する。気泡が土粒子に吸着されず消泡しないとすれば、粗粒分と細粒分から構成される掘削土の中には最低でも粗粒分の表面乾燥状態に対応する水量と細粒分の収縮限界に対応する水量が存在しなければならない。細粒分と粗粒分の寄与を考慮して、この水量の和を全ての土に対する含水比の形で表し、以下の式（２）ように掘削土の消泡含水比（Ｗｍｉｎ）を定義した。

ここで、Ｗｍｉｎ：消泡含水比（％）、Ｐ：細粒分含有率（％）である。細粒分を含まない５種の珪砂に関し表面乾燥含水比を測定した結果平均値は６．９７％であった。
一方、細粒分から構成される一般的な土の収縮限界含水比は表２に示すとおりである。前記の式（２）に表面乾燥含水比の平均値６．９７％及び一般的な粘土の収縮限界含水比１１．０％を代入すると、式（３）のように表すことができる。

＜分離含水比（Ｗｓｅｐ）＞
土粒子、水および気泡が分散し安定した懸濁状態にある気泡安定液に徐々に水を加えると、懸濁状態が崩れて土粒子の沈降が生じる含水比が存在する。この懸濁状態が崩れる含水比を分離含水比（Ｗｓｅｐ）とする。
分離含水比を求めるための分離実験には、図３に示す上下に２分割できるシリンダー状の分離含水比測定装置（内径９０ｍｍ、高さ２００ｍｍ）を用いた。分離含水比測定装置に気泡安定液を満たし重量を測った後に静置し、１時間経過後に上層の容器と下層の容器を注意深く分割して、下層の重量を計測し、上下の気泡安定液の単位体積重量を求める。上下の気泡安定液の単位体積重量の比を式（４）の重量比で表すと、気泡安定液内で土粒子の分離・沈降が生じる場合には、下部容器の単位体積重量が大きくなるので重量比は上昇する。そこで、重量比が急激に大きくなるときの含水比を分離含水比とした。

ａ）粗粒分の影響
分離含水比に影響を及ぼす要因として、気泡安定液の含水比Ｗ、気泡添加率Ｑ、掘削土の粗粒分の比表面積（以下、比表面積）Ｓ、細粒分含有率Ｐ、および液性限界ｗ_Ｌに着目し、これらの影響を実験で確かめ、分離含水比の推定式を求めることができる。
まず、掘削土に含まれる粗粒分の比表面積の影響を調べるために、表１の各種珪砂について気泡添加率を２％の一定量とし、含水比を変化させた気泡安定液を作成し、重量比を求めた結果を図４に示す。図中の凡例において、Ｓは各試料の比表面積（ｍ^２／ｋＮ）を表す。
図４によると、いずれの試料についても重量比が約１．０２以上になると重量比は急激に上昇し、気泡安定液が分離することがわかる。そこで、重量比が１．０２に対応する含水比を図上で求め、分離含水比（Ｗｓｅｐ）とした。豊浦砂の場合の分離含水比は３１．０％、珪砂６号では２５．０％、珪砂５号では１６．５％、珪砂４号では１１．５％、珪砂３号では６．０％となり、土粒子の比表面積と分離含水比は比例関係にあることがわかった。これは土粒子と気泡の付着力のために、比表面積が大きいほど気泡の浮力の影響を受けるためと考えることができる。
なお、比表面積は粗粒分の５０％粒径を使用し、式（５）で求めた。

ここで、Ｓ：粗粒分の比表面積（ｍ^２／ｋＮ）、Ｄｓ_５０：粗粒分の５０％粒径（ｍ）、γ_Ｓ：粗粒子の単位体積重量（ｋＮ／ｍ^３）である。
さらに、気泡添加率の影響を調べるために、豊浦砂、珪砂６号、珪砂５号に、気泡添加率Ｑを０〜１０％の範囲で変化させた試料を準備してそれぞれの分離含水比を求めた結果について、表３に示した。
粗粒分の影響は表３における細粒分を含まない試料土のデータ（要因区分ＳとＱ）を使用し、比表面積及び気泡添加率を変数とし重回帰分析を行い、式（６）を得た。

ここで、Ｗｓｅｐ１：粗粒分の分離含水比（％）、Ｓ：比表面積（ｍ^２／ｋＮ）、Ｑ：気泡添加率（％）である。
ｂ）細粒分の影響
次に、掘削土に含まれる細粒分含有率の影響を調べるために、各種珪砂にカオリンを重量比で０〜４０％の範囲で添加した試料を使用し、気泡添加率は２％として、含水比を変化させて気泡安定液を作成した。この場合も重量比が１．０２付近になると分離が急激に生じたので、重量比１．０２に対応する含水比を求め分離含水比（Ｗｓｅｐ）とした。この結果を表３に示した。
また、豊浦砂にコンシステンシー特性の異なる粘土（カオリン、木節粘土、ベントナイト）を添加した試料を使用し、気泡添加率Ｑがほぼ２％の場合の分離含水比を求め、表３にあわせて示した。液性限界と分離含水比は比例関係にあり、液性限界が大きい粘土ほど気泡安定液の粘性を増加させるので分離が生じ難くなると考えられる。

細粒分を含む土は液性限界になると流動を生じるので分離が始まる。さらに気泡が混入すると分離を増加させると考えられるので、表３の細粒分を含んだ試料のデータ（要因区分ＱとＷ_Ｌ）を使用し、液性限界と気泡添加率を変数として重回帰分析を行った。その結果、液性限界の有意性が高いと判断されたので、細粒分の分離含水比は液性限界とした。物理的には、細粒分が塑性的な状態から液体状態に移行する含水比である液性限界が気泡安定液の分離減少を支配すると考えられる。

ここで、Ｗｓｅｐ２：細粒分の分離含水比（％）、Ｗ_Ｌ：液性限界（％）である。
ｃ）気泡安定液の分離含水比の決定
気泡安定液の分離含水比についても、最小含水比と同様の粗粒分と細粒分の分離含水比に対応する水量の和を全ての土に対する含水比の形で表すと、式（８）となる。

なお、分離含水比の計測値と式（８）による推定値を要因別に分けて比較した結果は図５に示すとおりであり、バラツキはあるが、実地盤で想定されるほぼ５（％）から５０（％）までの含水比の範囲では式（８）または上記手順に準じて求めた式を用いて分離含水比を求めても差し支えないものと考えられる。
（３）気泡安定液の溝壁安定性条件
掘削用安定液により溝壁面に形成される不透水層は、逸水を防ぎ、液圧を溝壁に伝えることにより、溝壁の崩壊を防ぐ重要な役割を果たす。ベントナイト系安定液では、溝壁面に形成されたベントナイト泥膜が不透水層の役割を果たす。一方、気泡安定液では、気泡が周辺の原地盤の間隙部分に入り込み、不飽和化した土粒子骨格と一体となって、ベントナイト泥膜の数倍の厚さを持った不透水層を形成することが想定される。
ベントナイト系安定液の現場での管理実績と気泡安定液とベントナイト系安定液による不透水層の形成状況と透水特性を実験的に比較することにより、気泡安定液の機能発現メカニズムと溝壁安定性条件について検討した。
ａ）気泡安定液の単位体積重量
掘削土の土粒子（粗粒分、細粒分）、気泡、間隙水から構成される気泡安定液の単位体積重量γ_Ｃは式（９）で表せる。

ここで、γ_Ｃ：気泡安定液の単位体積重量（ｋＮ／ｍ^３）、Ｗ_Ｓ，Ｗ_Ｗ，Ｗ_ｂ：順に、土粒子、間隙水、気泡の重量（ｋＮ）、Ｖ_Ｓ，Ｖ_Ｗ，Ｖ_ｂ：順に、土粒子、間隙水、気泡の体積（ｍ^３）、γ_ＳＳ，γ_ＳＣ：各々粗粒分と細粒分土粒子の単位体積重量（ｋＮ／ｍ^３）、γ_Ｗ，γ_ｂ：各々水と気泡の単位体積重量（ｋＮ／ｍ^３）、ｗ：含水比（％）、Ｐ：細粒分含有率（％）、Ｑ：気泡添加率（％）である。
溝壁の安定を保つに必要な安定液の単位体積重量は、ベントナイト系安定液の性状管理図における比重の最小値１．０５に対応する１０．３（ｋＮ／ｍ^３）以上とすることができる。この値と式（９）を利用すると、特定の掘削土を利用した気泡安定液について気泡添加率Ｑと含水比ｗが満たすべき不等式が決まる。
ｂ）不透水層の形成状況と透水特性
気泡安定液及びベントナイト安定液による不透水層の形成状況を調査するために、図６に示す実験装置を使用して変水位透水試験に準じた実験を行った。
試験手順は以下の通りである。試料土は豊浦砂、珪砂７号、珪砂６号、珪砂５号、珪砂４号とし、γ_Ｃ＝１０．３（ｋＮ／ｍ^３）の気泡安定液およびγ_Ｃ＝１０．３（ｋＮ／ｍ^３）、ファンネル粘性２４．５ｓｅｃとしたベントナイト安定液を使用した。なお、気泡安定液は、実際の掘削状況を想定して飽和状態の各試料に気泡を加え、気泡添加量を変化させて目標のγ_Ｃとなるように調整した。まず、シリンダーＡ内に試料土を高さが１０ｃｍになるように３層に分けて突き固めて模擬地盤を作成し、シリンダーＢ内の水位をシリンダーＡの模擬地盤と同じ高さにあわせ、模擬地盤を飽和させた。次に、模擬地盤の上に気泡安定液もしくはベントナイト安定液を入れ、シリンダーＡ上部に水頭２００ｃｍに相当する１９．６（ｋＮ／ｍ^３）を空気圧で加え、シリンダーＢから流出する単位時間当たりの透水量が一定になるまで１秒毎に計測した。
気泡安定液及びベントナイト安定液における透水量と時間の関係をそれぞれ図７、図８に、不透水層形成までの時間及び透水量を表４に示す。実験により得られた透水量と時間の関係によると、透水量は不透水層が形成されると図７、図８に示すように急激に減少し、透水速度は十分小さい値で一定となる。この曲線の最大曲率となるまでの所要時間を、図中に矢印で示すように不透水層形成時間とした。

気泡安定液を用いた場合は、豊浦砂、珪砂７号、珪砂６号、珪砂５号では約１０秒で、珪砂４号では２６秒、珪砂３号では５２秒で透水量は急激に減少し、透水速度は一定になり不透水層が形成される。一方、ベントナイト安定液を用いた場合は、豊浦砂では２１秒、珪砂７号では３１秒で、珪砂６号では６１秒で透水量は急激に減少し透水速度は一定となり不透水層が形成されるが、珪砂５号では透水量の減少は生じず、不透水層が形成されない。これらのことより、気泡安定液はベントナイト安定液よりも短時間で不透水層を形成する性能があり、かつ、より粗い礫分を含む地層への適用が可能であると判断できる。
不透水層が形成された後の透水速度を模擬地盤断面積で除して求めた見かけの透水係数（動水勾配、ｉ≒２（ｍ）／０．１（ｍ）＝２０）を表５に示す。気泡安定液の場合には、見かけの透水係数は１０^−５（ｃｍ／ｓ）オーダーであり、ベントナイト安定液の場合、透水係数は１０^−６（ｃｍ／ｓ）オーダーであり、原地盤の透水係数よりも３桁以上小さい。

ｃ）不透水層崩壊時の安定液圧と地盤地下水圧の関係
掘削時に安定液圧より大きな被圧地下水に遭遇することを想定して、図９に示す実験装置を用いて、安定液で不透水層が形成されて液圧により安定を保っている溝壁に対して、模擬地盤内部の地下水圧を徐々に増加させることにより溝壁面を崩壊させた時の安定液圧と水圧の関係を調査した。
試料土は、豊浦砂及び安定液による不透水層の形成が比較的困難な珪砂５号、珪砂４号を使用した。安定液は、前節と同一の方法で準備したものを用いた。模擬地盤内の水圧は、溝壁面から５〜２５ｃｍの間に５個の間隙水圧計を設置し計測した。
まず、模擬地盤土槽に試料土を入れ良く締固め、飽和状態とした。上部のジャッキで、模擬地盤上面に上載圧（９．８〜２９．４ｋＮ／ｍ^２）を加えた。安定液円筒に安定液を入れ、円筒内に安定液圧に相当する空気圧（１９．６〜３９．２ｋＮ／ｍ^２）を加えた。
次に、安定液と模擬地盤を分離している仕切板を、不透水層が形成されるように５分以上の十分な時間をかけてゆっくりと引き抜いた。仕切板除去後、給水用の水シリンダーから模擬地盤内に加圧水を供給した。加圧水圧は３分間に９．８ｋＮ／ｍ^２の割合で増加させた。この時、模擬地盤内の間隙水圧の測定値の平均値が、加圧後３分以上経過しても上昇しない状態が続く、あるいは目視により崩壊を確認することにより溝壁の崩壊とした。
豊浦砂を模擬地盤として気泡安定液及びベントナイト安定液を使用した場合の、安定液圧＝Ｐｗ＝３９．２ｋＮ／ｍ^２、上載圧Ｐｓ＝２９．４ｋＮ／ｍ^２とした時の実験結果を各々図１０、図１１に示す。気泡安定液を用いた図１０によると、加圧水圧を９．８ｋＮ／ｍ^２とした状態では模擬地盤内の間隙水圧平均値は１４．９ｋＮ／ｍ^２に増加しているが、安定液圧３９．２４ｋＮ／ｍ^２の約４０％にすぎず不透水層を介して安定液圧が充分作用して、溝壁が安定した状態といえる。その後、段階的に加圧水圧を増加させると、加圧水圧が安定液圧を超えない範囲では模擬地盤内の間隙水圧は単調に増加するが、加圧水圧が安定液圧を超えると間隙水圧は安定液圧より８．８４ｋＮ／ｍ^２高い４８．０４ｋＮ／ｍ^２をピークとして増加しなくなった。これは加圧水により模擬地盤内の間隙水が安定液中に流れ込んでいる状態であり、溝壁の崩壊を意味する。ベントナイト安定液を用いた図１１では、泥膜の透水係数が十分小さいので、加圧水圧が安定液圧よりも小さい範囲では、地盤内の間隙水圧は加圧水圧にほぼ相当する値となった。しかしながら、加圧水圧が安定液圧を上回ると地盤内間隙水圧は気泡安定液の場合と同様にほぼ４８ｋＮ／ｍ^２で増加しなくなったので、溝壁が崩壊したものと判断できる。なお、試料土として珪砂５号、珪砂４号を使用した場合には気泡安定液では不透水層を形成できたが、ベントナイト安定液は不透水層を形成できず、仕切板を引抜くと同時に溝壁が崩壊した。
壁の崩壊が生じた時の実験結果を示す表６をもとに地盤内間隙水圧と安定液圧との比を図１２に示す。気泡安定液、ベントナイト安定液ともに崩壊水圧と安定液圧の比は安定液圧に拘わらず１．１〜１．５の範囲に分布しており、気泡安定液はベントナイト安定液と同等の性能を有しているといえる。なお、図中の凡例のａは気泡安定液、ｂｅはベントナイト安定液である。

（４）気泡安定液の掘削性能に係わる特性
ａ）気泡安定液の流動性を支配する要因
気泡安定液の掘削性能に関係する流動性を表す指標として、ファンネル粘性やテーブルフロー値（ＴＦ値）が使用される。ベントナイト系安定液に用いられるファンネル粘性は安定液のみの粘性を表す指標であるのに対して、ＴＦ値は掘削土砂を含んだより広い範囲の流動性を表すことができるので、気泡安定液の流動性の指標としてＴＦ値を採用することにした。
ＴＦ値に影響を及ぼす要因としては、含水比、気泡添加率、掘削土の比表面積、細粒分含有率、液性限界等が考えられる。そこで、気泡添加率、比表面積、細粒分含有率、液性限界をパラメーターとしてＴＦ値と含水比の関係を調べた。
まず、試料土として豊浦砂を使用し気泡添加率を０〜４％の範囲で８段階に設定し、この各々の状態に対し含水比を変化させた気泡安定液を作成し、ＴＦ値を計測した。パラメーターとして気泡添加率を用いたＴＦ値と含水比の関係を図１３−ａ）に示す。
次に、試料土は各種珪砂を使用して気泡添加率Ｑ＝２．０％とし、含水比を変化させて気泡安定液を作成し、比表面積をパラメーターとしてＴＦ値と含水比の関係図を描くと図１３−ｂ）となる。
また、豊浦砂にカオリンを０〜３０％の８段階に分けて添加した試料土を使用し、気泡添加率２％の状態で、気泡安定液を作成し、細粒分含有率をパラメーターとしたときのＴＦ値と含水比の関係図を図１３−ｃ）に示す。
同様に、コンシステンシー特性の異なる粘土鉱物がＴＦ値に及ぼす影響を調べるために、豊浦砂にカオリン、木節粘土、ベントナイトを添加した試料を使用し、気泡添加率Ｑ＝２．０％としたときのＴＦ値と含水比の関係を図１３−ｄ）に示す。
図１３−ａ）、ｂ）、ｃ）、ｄ）を見るとＴＦ値は選択したパラメーターに拘わらず、含水比とほぼ比例関係にあることがわかるので、ＴＦ値は式（１０）で表すことができる。

ここに、α、βは係数である。
α，βの決定に先立ち、図１３−ａ）、ｃ）をそれぞれ含水比をパラメーターとして描き直すと図１４、図１５となる。図１４から、気泡添加率が０〜１％の間では気泡量の増加に伴いＴＦ値は急激に増加し比例関係にあることがわかる。しかしながら、気泡添加率が１％を越すと気泡添加量が増加してもＴＦ値は変化せず、むしろわずかな減少傾向がみられる。これは、気泡添加率が１％までは気泡が土粒子間に入り摩擦力を減少させるが、１％を超えると土粒子間の接触はなくなるためではないかと考えられる。一方、図１５においては、カオリン含有率が０〜１０％の範囲ではＴＦ値は増加傾向が見られるが、１０％を越すと減少している。これは、細粒分が少量（１０％以下）のときは潤滑材として作用するが、１０％を越すと潤滑作用よりも粘性の増加による流動性阻害作用のほうが大きくなるものと考えられる。このような事実を踏まえて、α，βの決定にあたっては、細粒分含有率Ｐが１０％以上とそれ以下の領域、気泡添加率Ｑが１％以上とそれ以下の４つの領域で、個別に係数α_ｎ，β_ｎを求めることとした。α_ｎ，β_ｎは気泡添加率、比表面積、細粒分含有率、液性限界の影響を受けるので、これらを変数として重回帰分析を行い、得られたα_ｎ，β_ｎの推定式を表７に示す。掘削土に対応したα_ｎ，β_ｎの値を式（１０）に代入すると、各領域におけるＴＦ値を求めることができる。
以上のようにして得られたＴＦ推定値とＴＦ実測値を領域別に分けて、比較すると図１６となる。これより、実用的に意味のあるＴＦ値が１００（ｍｍ）から３００（ｍｍ）の範囲では、上式を用いてＴＦ値を推定することが可能と判断できる。

ｂ）気泡安定液の適用深度
気泡安定液中の気泡は掘削深度が大きくなると拘束圧により圧縮されて、気泡安定液の基本性状に変化が生じることが懸念される。実験的に検討した結果、掘削深度３０ｍに相当する約３１０（ｋＮ／ｍ^２）までの拘束圧の範囲では、流体的性質を保持することを確認している。これ以上の拘束圧の下でもある程度の機能を保持することが推定されるが、実工事等で確認する必要がある。
２．気泡安定液の現場管理手法
１）気泡安定液の管理項目及び管理限界値
以上の気泡安定液の物性と基本性能に関する実験結果に基づいて、気泡安定液の現場適用における管理項目として、下記の性能指標に着目した。
・掘削に関わる気泡安定液の流動性
・気泡安定液の懸濁安定性に係わる最小含水比、分離含水比
・溝壁の安定に関わる単位体積重量、不透水層形成性能
これらの性能指標を支配する管理指標として、ベントナイト安定液の比重とファンネル粘性に相当する、気泡安定液の単位体積重量γ_ＣとＴＦ値を採用した。γ_ＣとＴＦ値は共に、掘削土の物性値（Ｐ，Ｓ，Ｗ_Ｌ，γ_ＳＳ，γ_ＳＣ）と水と気泡の単位体積重量（γ_ｗ，γ_ｂ）が与えられると、気泡安定液の気泡添加率Ｑと含水比ｗの２つの変数の関数となる。そこで下記のような手順でＱとｗの限界値を定め、それをもとにγ_ＣとＴＦ値による気泡安定液の管理図を作成した。
（ａ）掘削性能より定まる管理限界値
掘削性能を支配する気泡安定液の流動性は、ＴＲＤ工法ではＴＦ値で１５０〜２００ｍｍを管理目標としている。前章の結果によれば、ＴＦ値は細粒分含有率１０％以上と以下の土において、各々気泡添加率Ｑが１％以上と以下の４種の領域ｎ（＝１，２，３，４）において、式（１０）に表７のα_ｎ，β_ｎを代入することにより表されるので、ＴＦ値の管理条件式は式（１１）となる。

ここで、ＴＦ_ｎ：領域ｎのＴＦ値、α_ｎ，β_ｎ：表７の各領域ｎの推定式である。α_ｎ，β_ｎの推定式に掘削土の物性値を代入すると、α_ｎは常時正の値をとり、α_ｎ，β_ｎは気泡添加率Ｑの一次式となる。したがって、この不等式の等号成立は気泡安定液の含水比ｗが最小含水比Ｗｍｉｎの時であり、Ｗｍｉｎを代入して計算した気泡添加率以上に保つことが必要である。この気泡添加率を最小気泡添加率Ｑｍｉｎとすると、ＴＦ値を所定の管理値以上に保つための管理限界は最小気泡添加率Ｑｍｉｎとなる。
（ｂ）安定液の懸濁安定性より定まる管理限界値
気泡安定液の含水比は、気泡の消泡限界を表す最小含水比（Ｗｍｉｎ）より大きく、分離限界である分離含水比（Ｗｓｅｐ）より小さく保たねばならないので懸濁安定性に関する管理限界は式（１２）で表される。

Ｗｍｉｎ，Ｗｓｅｐは式（３）及び式（８）で表されるので、これらに掘削土砂の物性値（Ｐ，Ｓ，Ｗ_Ｌ）を代入するとＷｍｉｎは定数となり、ＷｓｅｐはＱの一次式となる。一般に気泡安定液の気泡添加率Ｑが大きいほど、含水比は大きくなる。分離含水比Ｗｓｅｐは土粒子の分離が生じる最小の含水比なので、Ｑの値としてＱｍｉｎを代入するとＷｓｅｐが計算できる。よって、気泡安定液の懸濁安定性に関する管理限界値であるＷｍｉｎ，Ｗｓｅｐが決まる。

（ｃ）溝壁安定性より定まる管理限界値
溝壁安定性に関しては、前述のように気泡安定液の単位体積重量による管理が重要である。管理限界値は地下水圧に対抗するために、ベントナイト系安定液の管理図で比重１．０５に相当する単位体積重量１０．３（ｋＮ／ｍ^２）以上を目標とすることができる。気泡安定液の理論単位体積重量は式（９）で表されるので、管理条件は次式（１５）で表される。

式（１５）に掘削土砂の物性値（γ_ＳＳ，γ_ＳＣ，Ｐ）及び水と気泡の単位体積重量（γ_Ｗ，γ_ｂ）を代入すると、次式のような含水比と気泡添加率の不等式となる。

ここに、ａ，ｂは掘削土、水、気泡の物性値によって決まる定数であり、ｂは正である。この不等式の等号成立は気泡安定液に許容される最大の含水比Ｗである分離含水比Ｗｓｅｐの時であり、気泡添加率の最大値（＝最大気泡添加率Ｑｍａｘ）が決まる。
なお、管理限界値（Ｗｍｉｎ，Ｗｓｅｐ，Ｑｍｉｎ，Ｑｍａｘ）を計算する順序は式（３）、式（１１）、式（８）、式（１３）に掘削土の物性値を代入する。すると式（３）よりＷｍｉｎが計算でき、Ｗｍｉｎを式（１１）に代入するとＱｍｉｎが得られ、これを式（８）に代入しＷｓｅｐを求め、これを式（１２）に代入しＱｍａｘが得られる。
２）気泡安定液の管理図の作成及びそれを利用した気泡安定液の調整方法
ベントナイト安定液の調整管理は、ベントナイト安定液の比重とファンネル粘性の関係図を使用するが、これに準じて、気泡安定液の単位体積重量γ_ＣとＴＦ値の関係図に管理限界である最小含水比Ｗｍｉｎ、分離含水比Ｗｓｅｐ、最大気泡添加率Ｑｍａｘ、最小添加率Ｑｍｉｎをプロットした気泡安定液管理図を使用することで、簡便に気泡安定液の管理、調整が可能となる。気泡安定液管理図の一例を図１７に示す。
前述のように、気泡安定液の単位体積重量γ_Ｃ（式（９））およびＴＦ値（式（１０）と表７）はＱとＷをパラメーターとした関数なので、市販の表計算ソフトを利用して、含水比を一定値とし、気泡添加率を変化させてγ_ＣとＴＦ値を計算し、γ_Ｃ−ＴＦ平面上でこれらの点を結ぶと、等含水比線が描ける。同様にして、Ｑを一定値としＷを変化させてγ_ＣとＴＦ値を計算し、これらを結ぶと等気泡添加率線が得られる。このようにして得られた等含水比線、等気泡添加率線図の最小含水比Ｗｍｉｎ、分離含水比Ｗｓｅｐ、最大気泡添加率Ｑｍａｘ、最小添加率Ｑｍｉｎで囲まれた内部の領域が、気泡安定液による安定した掘削が可能な領域である。
１）気泡安定液管理図の利用
図１７に示す気泡安定液管理図を利用した気泡安定液の調整方法は、下記のように要約することができる。
＜１＞：気泡安定液の単位体積重量及びＴＦ値がＡの領域内にあるときは安定した施工が可能である。
＜２＞：Ｂの領域では、気泡安定液の単位体積重量が小さく、溝壁の崩壊が生じる危険がある。気泡安定液の状態がＡとＢの境界に近づいたときには、気泡添加量を減少させ単位体積重量を増加させる。
＜３＞：Ｃの領域では土粒子の分離・沈降が生じるので、ＡとＣの境界に近づいたときは加水量を減少させ、分離・沈降を防ぐ。
＜４＞：Ｄの領域ではＴＦ値が急激に小さくなり、流動性が損なわれるので、ＡとＤの境界に近づいたときは気泡添加量を増やす。
＜５＞：Ｅの領域では気泡の消泡が生じるので、ＡとＥの境界に近づいたときは加水量を増加させる。
以上のように、掘削時の気泡安定液の調整および管理は気泡添加量と加水量を組み合わせることにより達成できる。
３．セメントミルクを用いて気泡安定液を作成する場合
以上のこの出願の発明の気泡安定液の調整方法は、掘削土に気泡および水を加えて気泡安定液を作成する場合について説明したが、この出願の発明においては、掘削土に気泡とセメントミルクを加えた気泡安定液についても、全く同様に管理および調整することができる。
この場合の詳細は、以下のとおりである。
（１）セメントミルクは、基本的にセメントと水を混合したものとする。ここで、セメントミルクは、水／セメント比（Ｗ_ＷＣ／Ｗ_Ｃ）を０．６〜４．０の範囲の所望の値とすることができ、使用範囲はセメントの添加量が掘削土１ｍ^３あたり５０〜４００ｋｇ／ｍ^３とすることが例示される。
セメントは、水と混合されると直ちに凝結反応が生じこわばりが生じるが、このこわばりは機械的な撹拌により容易に解消されて凝結反応が全く生じていないような状態となる。セメントの凝結は、規格では１時間以内に生じてはいけないこととなっているため、１時間以内にワーカビリチーが損なわれることはない。従って、気泡安定液を掘削土、気泡およびセメントミルクで構成する場合、１時間以内では水を加えた場合と同様な性状を示すと考えることができる。また、セメントミルクに凝結遅延剤を添加すると硬化までの時間を遅くすることもできる。
（２）セメントの粒径はほぼ６〜９μｍの範囲内であるので、土粒子として考えると細粒土のシルト（５〜７５μｍ）に相当する。従って、水に代えてセメントミルクを使用する場合には、掘削土の細粒土であるシルトと水に置き換えて考えることができる。
（３）すなわち、水に代えてセメントミルクを使用する場合は、掘削土はセメント添加量相等分だけシルトが増え、セメントミルクの水量分だけ含水比が増加していると考えることができる。これを掘削土Ｃとする。
（４）水に代えてセメントミルクで掘削する時の各種の条件式について、簡便のため、掘削土砂の物性値（Ｓ，Ｗ_Ｌ，Ｐ）および気泡添加率Ｑ、気泡安定液の含水比Ｗ、単位体積重量γ_Ｃ、最小含水比Ｗｍｉｎ、分離含水比Ｗｓｅｐ、ＴＦを、それぞれ掘削土砂Ｃの物性値（Ｓ_Ｃ，Ｗ_ＬＣ，Ｐ_Ｃ）および気泡添加率Ｑ_Ｃ、気泡安定液の含水比Ｗ_Ｃ、単位体積重量γ_ＣＣ、最小含水比Ｗｍｉｎ_Ｃ、分離含水比Ｗｓｅｐ_Ｃ、ＴＦ_Ｃに置き換えて、以下に検証する。
ａ）記号の対応
気泡安定液を掘削土、気泡、水で構成する場合に用いた記号（Ｗ）と、水をセメントミルクに置き換えた場合（Ｃ）に用いる記号との相関を表８に、セメントミルクを使用する場合の計算に用いる記号を表９に示した。

なお、記号の置換えに際し、セメントミルクの水セメント比Ｗ_ＷＣ／Ｗ_Ｃ＝ｘ、セメント添加量Ｗ_Ｃ＝ｙ、Ｗ_ＳＳ＋Ｗ_ＳＳ＝γ_ｄ（乾燥密度）とした。
ｂ）液性限界ｗ_ＬＣ（％）
セメントミルクを使用する場合の液性限界は、土粒子の細粒分に適量のセメントを混合して計測した値を使用することができる。
ｃ）細粒分含有率Ｐ_Ｃ
掘削土の細粒分含有率Ｐは、下式（１７）で表されるため、セメントミルクを使用する場合には細粒分が増加すると考え、式（１８）で表すことができる。

ｄ）気泡添加率Ｑ_Ｃ（％）
気泡添加率は前出の式（１）による定義から下式（１９）で表されるため、セメントミルクを使用する場合には細粒分が増加すると考え、式（２０）で表すことができる。

ｅ）含水比Ｗ_Ｃ
含水比は下式（２１）で表されるため、セメントミルクを使用する場合には式（２２）で表すことができる。

ｆ）安定液の単位体積重量γ_ＣＣ（ｋＮ／ｍ^３）
気泡安定液の単位体積重量は前出の式（９）で表されるため、セメントミルクを使用する場合の単位体積重量γ_ＣＣはこれにセメントミルクの重量および水の重量を入れ、下式（２３）で表される。

ここで、γ_ｄは土粒子の乾燥密度（ｋＮ／ｍ^３）であって既知のため、セメントミルクの水セメント比ｘとセメント添加量ｙを代入することで求められる。
ｇ）最小含水比Ｗｍｉｎｃ（％）
最小含水比は、前出の式（１３）で表されるため、セメントミルクを使用する場合の最小含水比は、Ｐに代えてＰ_Ｃを使用することで次式（２４）で表すことができる。

ｈ）分離含水比Ｗｓｅｐｃ（％）
分離含水比は、前出の式（１４）で表されるため、セメントミルクを使用する場合の分離含水比は、Ｑ，Ｐ，Ｗ_Ｌに代えてＱ_Ｃ，Ｐ_Ｃ，Ｗ_ＬＣを使用することで次式（２５）で表すことができる。

ｉ）テーブルフロー値ＴＦｎｃ（ｍｍ）
ＴＦ値は下式（２６）で表されるため、セメントミルクを使用する場合のＴＦｎｃ値は、αｎ，βｎに代えてαｎｃ，βｎｃとして下式（２７）で計算することができる。なお、αｎ，βｎはＱ，Ｓ，Ｐ，Ｗ_Ｌの関数なので、αｎｃ，βｎｃはＱ_Ｃ，Ｓ_Ｃ（＝Ｓ），Ｐ_Ｃ，Ｗ_ＬＣを使用して計算すると、αｎｃ，βｎｃは表１０のとおりになる。

ｊ）管理値限界
管理値限界は、下式（２８）〜（３０）とすることができる。

このように、水に代えてセメントミルクを使用する場合は、セメント添加量相等分だけ掘削土のシルトが増え、セメントミルクの水量分だけ含水比が増加していると考えることで、全く同様に安定液の管理が可能とされる。そしてまた、管理限界値も全て変更なしに使用できることがわかる。
なお、上記の本願発明の気泡掘削施工法の説明においては、具体的な値を用いて検証を進めたため、式、表に特定の数値が含まれている。本願発明の方法は、これらの値をそのまま利用することができるが、もちろん、本願発明の方法がこれらの値に限定されるものでないことはいうまでもない。
さらに、この出願の発明の気泡掘削施工法は、以上の気泡安定液の調整方法に基いて気泡安定液を調整し、地盤の掘削を行うことを特徴とする。このような気泡掘削施工として、代表的には、溝壁の崩壊を防ぎ排泥を容易とする地下連続壁工法や、シールド推進機のカッターフェイスと切羽面の間およびチャンバ内に気泡安定液を充填し、切羽の崩壊を防止しつつ掘削するシールド工法等を例示することができ、もちろんこれに限定されることはない。なお、これらの施工法において、現場で気泡安定液を固化させる場合に、固化体の強度増加のために固化材中に消泡材を混合して固化させること等も考慮することができる。

実施例１：気泡安定液によるソイルセメント地中連続壁の施工
強風化凝灰岩及び天満砂礫層をＴＲＤ掘削機により気泡安定液を利用してソイルセメント地中連続壁を施工した実績をもとに、前章で考案した気泡安定液の現場管理手法の妥当性を検証した。
（１）強風化凝灰岩の掘削
１）工事概要
次の表１１のとおりとした。

２）施工状況
施工管理のために掘削予定地点の採取土の物性試験及び気泡安定液の配合試験を行った。配合試験では、排泥土量を少なくするために気泡添加率は１．０％とし、加水量を変化させて、気泡安定液を作成した。
その結果、単位体積重量＝１０．３ｋＮ／ｍ^３、ＴＦ値＝１８０ｍｍを得るための配合量として、掘削土１ｍ^３当たりの気泡量０．３０５ｍ^３（気泡添加率＝１．０％に相当）、加水量０．２９０ｍ^３とした（第２工区では０．３５０ｍ^３）。図１８に施工に使用した安定液管理図ならびに施工中の気泡安定液の単位体積重量とＴＦ値の計測値の範囲をプロットした。施工は最初に決めた気泡量、加水量を変えることなく安定した掘削が可能であり、気泡安定液の単位体積重量は１１．８〜１２．８ｋＮ／ｍ^３、ＴＦ値は１８５〜２００ｍｍで安定していた。
３）排泥土量
掘削時の掘削土量、気泡添加量、加水量ならびに掘削時の排泥土量を表１２に示す。排泥土量が気泡と水の添加量より少ないのは、ソイルセメント壁造成時に気泡を消泡させたこと及び気泡安定液が溝壁から透水したことによると推定される。掘削に伴う排泥土量率を式（３１）で求めると、２つの工区の排泥土量率の平均値は２８．６％であり、同様な土質でベントナイト系安定液を使用した場合の実績値５５〜７０％と比較すると１／２以下であった。

実施例２：天満礫層への適用
１）工事概要
次の表１３のとおりとした。

２）施工状況と排泥土量
あらかじめ掘削土の物性試験及び気泡安定液の配合試験を行った。気泡安定液の単位体積重量＝１０．３ｋＮ／ｍ^３、ＴＦ値＝１８０ｍｍを得るための配合量として気泡添加量は０．３９１ｍ^３（気泡添加率１．２５％に相当）、加水量は０．１６２ｍ^３とした。現場で使用した気泡安定液の管理図及び施工中の気泡安定液の単位体積重量とＴＦ値の計測値を図１９に示す。この現場の掘削土砂は掘削対象層の約１／２が天満礫層であることより、前節の青森の現場に比較して粒度が粗いために含水比の許容管理幅が狭かったが、気泡安定液の単位体積重量１１．８〜１３．７ｋＮ／ｍ^３、ＴＦ値は１９０〜２００ｍｍの範囲で安定した施工ができた。また、掘削に伴う排泥土量は約１７０ｍ^３であり、全掘削土量１１４０ｍ^３の１４．７％であった。これは同様な土層構成の地盤をベントナイト系安定液で掘削した場合の実績値の１／３程度であった。
以上詳しく説明したように、気泡安定液は、安定液の懸濁安定に関係する消泡含水比と分離含水比、溝壁安定と掘削性能に関係する単位体積重量とＴＦ値の４種類の項目によってその基本性能が決まる。これらの４種の項目は、それぞれ掘削土砂の物性値、気泡添加率、含水比を変数とする関数で表示できる。
このため、気泡安定液の調整においては、本発明のように、
Ｗｍｉｎ：消泡含水比
Ｗｓｅｐ：分離含水比
Ｑｍｉｎ：最小気泡添加率
Ｑｍａｘ：最大気泡添加率
を指標として、気泡量と水量とをコントロールすればよいことになる。
そして、図１７から図１９に例示したように、気泡安定液の密度と流動性との直交Ｘ−Ｙ二次元相関図において、前記指標Ｗｍｉｎ、Ｗｓｅｐ、ＱｍｉｎおよびＱｍａｘの曲線で囲まれた範囲内となるように気泡量と水量とを調整することが有効であることがわかる。

本発明によれば、気泡安定液についての掘削施工上の管理指標が明らかなものとされ、これに基づく気泡安定液の調整方法と地盤の掘削のための新しい方法が提供される。
すなわち、本発明によって、「掘削土砂、気泡および水又はセメントミルクの均質な懸濁液であり、溝壁の安定性や止水性、掘削時の流動性等に優れた安定液」として定義される気泡安定液の実際施工に適合した安定化調整がより確実に、簡便に行うことが可能となる。これによって、高品質、高効率、そして経済性等にも優れた気泡掘削施工が実現されることになる。

Claims (9)

1. 掘削土に気泡および水又はセメントミルクを加えて混合した地盤掘削用の気泡安定液の調整方法であって、気泡量および水又はセメントミルク量を以下の指標、
   ＜Ａ＞掘削土に気泡を添加したときに消泡が生じない気泡安定液の最小の含水比である消泡含水比（Ｗmin）
   ＜Ｂ＞気泡安定液の分離が生じない気泡安定液の最大の含水比である分離含水比（Ｗsep）
   ＜Ｃ＞掘削上必要な流動性からの最小の気泡添加量である最小気泡添加率（Ｑmin）
   ＜Ｄ＞掘削上必要な最小密度としての気泡安定液の必要密度を得るための最大の気泡添加量を示す最大気泡添加率（Ｑmax）
   に基づいて安定化調整し、
   消泡含水比Ｗminは、掘削土に含まれる粗粒分の表面乾燥含水状態に対応する水量と細粒分の収縮限界に対応する水量の和を粗粒分と細粒分の土粒子の乾燥重量で除した百分率であって、細粒分含有率の一次関数として表し、
   分離含水比Ｗsepは、掘削土に含まれる粗粒分の分離含水比に対応する水量と細粒分の分離含水比に対応する水量の和を粗粒分と細粒分の土粒子の乾燥重量で除した百分率であって、粗粒分の分離含水比は粗粒分の比表面積と気泡安定液の気泡添加率の一次関数、細粒分の分離含水比は液性限界、として表し、
   ＴＦ値は、掘削土の細粒分含有率Ｐが１０％以上または１０％未満、気泡添加率が１％以上または１％未満の４つの領域毎に、気泡安定液の含水比Ｗ、気泡添加率Ｑ、掘削土の粗粒分の比表面積Ｓ、掘削土の細粒分含有率Ｐ、掘削土の細粒分の液性限界Ｗ_Ｌの関数として管理し、
   最小気泡添加率（Ｑmin）は、気泡安定液の含水比Ｗが消泡含水比（Ｗmin）のときにＴＦ値を所定の管理値以上に保つために必要な気泡量として決定することを特徴とする気泡安定液の調整方法。
2. 気泡安定液の密度と流動性との直交Ｘ−Ｙ二次元相関図において、前記指標Ｗmin、Ｗsep、Ｑmin、およびＱmaxの曲線で囲まれた範囲内となるように気泡量および水又はセメントミルク量を調整することを特徴とする請求項１に記載の気泡安定液の調整方法。
3. 気泡安定液の密度と流動性は、気泡安定液の単位体積重量γｃとＴＦ値により表すことを特徴とする請求項２に記載の気泡安定液の調整方法。
4. 気泡安定液の単位体積重量γ _Ｃ を、気泡添加率Ｑ、細粒分含有率Ｐ、気泡安定液の含水比Ｗ、粗粒分の土粒子の単位体積重量γ _ＳＳ 、細粒分の土粒子の単位体積重量γ _ＳＣ 、水の単位体積重量γ _Ｗ 、気泡の単位体積重量γ _ｂ の関数として管理し、最大気泡添加率（Ｑmax）は、γ _Ｃ を管理値以上に保つために必要な気泡量として分離含水比Ｗsepと共に決定されることを特徴とする請求項１ないし３いずれかに記載の気泡安定液の調整方法。
5. セメントミルクは、水セメント比（Ｗ／Ｃ）が０．６〜４．０であることを特徴とする請求項１ないし４のいずれかに記載の気泡安定液の調整方法。
6. 請求項１ないし５のいずれかに記載の方法によって気泡安定液を調整して地盤の掘削を行うことを特徴とする気泡掘削施工法。
7. 溝壁の崩壊を防ぎ排泥を容易とする地下連続壁工法であることを特徴とする請求項６に記載の気泡掘削施工法。
8. 気泡安定液を固化させるに際し、固化体の強度増加のために固化材中に消泡材を混合して固化させることを特徴とする請求項７に記載の気泡掘削施工法。
9. シールド推進機のカッターフェイスと切羽面の間およびチャンバ内に気泡安定液を充填し、切羽の崩壊を防止しつつ掘削するシールド工法であることを特徴とする請求項６に記載の気泡掘削工法。

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