杭頭周囲に柱状地盤改良を併用した回転貫入杭の水平抵抗
－原位置載荷試験と数値解析による検討－
室蘭工業大学 国際会員 ○永井 宏 室蘭工業大学 国際会員 土屋 勉 千代田工営株式会社 正会員 池田 篤則 千代田工営株式会社 佐藤 雄太 １．はじめに 回転貫入杭は，鋼管の先端部に取り付けられた羽根により，通常の直杭よりも大きな鉛直支持力が期待で きる 1)．しかし，実際の設計において，地表面付近の地盤が非常に軟弱な場合では水平力に対する検討で杭 の仕様が決定され，鉛直支持力を有効に利用できない場合もある．杭の水平耐力の向上としては，杭頭部を 拡径した拡頭杭があるが，費用対効果が小さく，施工性が低下する問題もあった．水平地盤反力特性を改善 し杭の水平剛性を高める方法として，杭周囲の表層地盤を限定的に改良土と置換する方法2) や杭周辺を格子 状に改良する方法 3)，ブロック状の地盤改良体と杭体で構成される複合基礎とする方法 4), 5)などが提案され 効果が検証されている．また，セメント系地盤改良後に羽根付き杭を施工して水平支持力の向上を図った工 法 6)があるが，深層混合処理工法により杭全長部分を改良していた．これらに対して，筆者らは回転貫入杭 （以下，通常杭）を施工後，これをガイドとして攪拌混合管を杭の外側に設置して杭頭周囲の地盤のみを固 化材で柱状に改良する工法（以下，改良杭）について検討した．本工法は，改良範囲を頭部に限定して固化 材の使用量を抑制できる特徴を有する． 本報では，原位置で実施した実大杭の水平載荷試験から改良杭の水平耐力改善に及ぼす柱状地盤改良の効 果や支持性能を確認すると共に，載荷試験をシミュレートした 3 次元有限要素法（3D-FEM）による検討か ら杭の水平抵抗を表現可能な材料モデルや入力変数，ソイルセメント改良体の塑性化の進展とそれに伴う杭 の水平抵抗機構について解析的に検討した． ２．原位置試験による検討 2.1 原位置試験の概要 図-1 に土質柱状図と試験杭の関係を，表-1 に試験 杭の仕様を示す．試験地は埼玉県北足立郡伊奈町であ り，表層付近には N 値 1～2 程度の関東ローム層が堆 積している．またG.L.-3m 付近に凝灰質粘土層があり， その下に細砂層，硬質シルト層となっている． 試験杭は，先端部に1 巻きの螺旋翼を有する通常杭 を1 本とこれと同径の軸部にソイルセメント改良体を 有する改良杭3 本（A，B，C）である．改良体は回転 貫入杭を施工後，先端付近に撹拌翼とスラリー吐出口 を設けた撹拌管を杭軸部に被せ，地盤内に所定量の固 化材スラリーを注入しながら撹拌翼を改良区間で回転 ならびに上下動させて原地盤と機械的に攪拌混合する ことで柱状に築造した．ここで，固化材は汎用セメン ト系固化材を用い，スラリーの水固化材比は改良杭ALateral resistance of screwed pile with soil improvement around pile head. - In-situ loading test and numerical analysis - : Hiroshi NAGAI, Tsutomu Tsuchiya (Muroran Institute of Technology) and Atsunori IKEDA, yuta SATO (CHIYODA GEOTECH CO.,LTD.) 図-1 土質柱状図と杭姿図 表-1 試験杭の仕様 杭種 鋼管 径, 厚さ (m) 根入 れ 長 (m) 羽根 径, 厚さ (m) 改良 体 径, 長さ (m) 通常 杭 D0=0.216 t0=0.008 Lp=7.9 Dw=0.600 tw=0.016 － 改良 杭 (A,B,C) Dsc=0.76, Lsc=2.5 地 盤 工 学 会 北 海 道 支 部 技 術 報 告 集 第 5 5 号 平成27 年1月 於 室 蘭市
で60%，改良杭 B，C で 100%とした．固化材の添 加 量 は 水 固 化 材 比 60% で 改 良 体 体 積 の 60% （530kg/m3）を注入し，水固化材比100%の場合は 60%試験体と固化材量を変えず水量を増やして施 工した．更に，改良杭B では改良体のひび割れ抑 制を目的とし，柱状改良後に改良体内の上部に鉄 筋籠（=0.66m, L=1.6m）を圧入した．なお，杭施 工後には地盤を G.L.-0.5m まで掘削し，載荷地盤 面（T.L.）とした． 載荷試験は，杭の施工から約40 日後に実施した． 載 荷 方 法 は ， 地 盤 工 学 会 基 準 7)に 準 拠 し て T.L.+0.2m の位置で油圧ジャッキによる段階載荷 方式の一方向載荷を行った．計測項目は，載荷点 および杭頭（T.L.+0.6m）の水平変位，また図-2 に 示す位置でそれぞれワイヤーストレインゲージお よびモールドゲージにて計測した鋼管と改良体の ひずみである． 載荷試験終了後には改良体の形状や強度を確認 するために，試験杭を逆回転して引き抜いた 8)． 鉄筋籠のない改良杭A，C の改良体は載荷時のひ び割れのために，引抜き時にブロック状に割れて脱落したが，鉄筋籠付きの改良杭B では円柱体状のまま引 き抜くことができた．改良体の外観は完全な円柱体であり，外径は目標760mm に対し，10mm 程度大きかっ たことを確認した．また，改良体から採取したコア供試体の一軸圧縮試験結果を表-2 に示す．圧縮強度のば らつきは大きいが，平均値は3 N/mm2程度であった． 2.2 載荷試験結果 図-3 に全ての試験杭における初期水平荷重と載荷点変位の関係を示す．改良杭は通常杭と比較して変位量 が非常に小さく，荷重－変位関係に強い非線形性が見られる．3 種の改良杭を比べると，鉄筋籠付きの改良 杭B が無筋の改良杭 A，C に比べて大きな水平抵抗を示した． 図-4 に各計測深度における改良体の加力背面側のひずみと水平荷重の関係を示す．改良杭 A では水平荷重 40kN 程度で引張ひずみが大きく変化しており，後述する改良体のひび割れ発生に伴う挙動と考える．一方， 改良杭B は改良杭 A よりも大きな荷重でひずみの変化が生じている．また，図-5 は水平荷重と鋼管ひずみの 関係であり，ひずみは絶対値で表示している．通常杭では加力の背面側と前面側でひずみがほぼ等しいのに 対し，改良杭 A，B では 40kN 付近から前面側よりも背面側のひずみが大きい．載荷初期では鋼管と改良体 の一体性が保持されていたが，改良体のひび割れにより加力背面側から鋼管のひずみが増加したと考える． 図-6 に鋼管の曲げモーメント分布を示す．改良杭の最大曲げモーメントは通常杭の 4 割以下となっており， 改良体が曲げモーメントの低減に効果があることが分かる．また，120kN 載荷時では 3 種の改良体の差は大 きく，改良杭B の曲げモーメントが最も小さい．なお，改良杭 B の深度 1.25m～1.5m 位置で曲げ分布がいび つであるが，これは鉄筋籠の長さが1.6m であったことが要因であろう． 次に，改良体も含め一様地盤と見なし，Chang 式を用いて水平変位から算出した各試験体における鋼管の 水平地盤反力係数 khを図-7 に示す．改良杭は通常杭に比べ khが大幅に増加しており，特に初期変位でそ の 効果が大きい．10mm 変位時では通常杭が 15.9MN/m3であるのに対し，改良杭は通常杭の5.5～7.5 倍となっ ている．ただし，改良杭B の khは改良杭A，C に比べ若干大きい程度である．また，khは変位量の増加に伴 い低下するが，通常杭ではその傾向が小さく初期剛性も改良杭に比べて小さい．本試験杭が回転貫入型の杭 工法であるため施工に伴い周辺地盤に影響が生じた可能性が考えられる． 図-2 ひずみ計測位置と改良体の補強筋 表-2 コアの一軸圧縮試験結果 (N/mm2) 改良 杭 ｻﾝﾌﾟﾙ数 最小 最大 平均 標準 偏 差 A 19 1.57 5.50 3.28 1.00 B 15 1.76 5.00 3.11 0.91 C 15 1.58 6.22 3.60 1.41 改良体 ソイルセメント 500 250 250 250 250 250 250 250 1,000 1,175 300 300 300 300 125 ひずみｹﾞｰｼﾞ 鋼管 ﾓｰﾙﾄﾞｹﾞｰｼﾞ ソイルセメント 改良体 縦筋 8-Ｄ10 11-Ｄ10＠150 帯筋 660 (改良杭Ｂ) 55 217 216 217 55 760
図-8 は載荷中における地盤面および改良体頭部のひび割れ状況である．通常杭は鋼管付近の地盤に細かな ひび割れが多数発生した．改良杭 A，C では 36kN 時に改良体の左右にひび割れが発生し，荷重の増加に伴 いひび割れ幅が大きくなり地盤面にも進展した．一方，改良杭B は 96kN 載荷時にひび割れ発生が確認され たが，その幅は拡大せず除荷後には閉じた．ゆえに，鉄筋籠は改良体のひび割れ抑制に有効であると考える ． 図-3 水平荷重－載荷点変位の関係 図-4 改良体のひずみ分布（加力背面側） 図-5 鋼管のひずみ（T.L.-0.5m） 図-7 水平地盤反力係数 図-6 鋼管の曲げモーメント分布 図-8 地盤と改良体のひび割れ発生状況 改良杭A 60kN 1 1 3 3 4 1 通常杭 改良杭C 改良杭B 120kN 0 1 2 3 0 20 40 60 80 深度 Z (T .L .-m ) 曲げモーメントM (kNm) 通常杭 改良杭C 改良杭B 改良杭A H=60kN 0 1 2 3 0 20 40 60 80 深度 Z (T .L .-m ) 曲げモーメントM (kNm) 改良杭C 改良杭B 改良杭A H=120kN 0 100 200 300 400 500 0 5 10 15 20 25 kh (M N /m 3) 地表面変位(mm) 通常杭 改良杭C 改良杭B 改良杭A 0 20 40 60 80 100 120 140 -200 0 200 400 水平 荷 重 H (k N ) 改良体ひずみεsc(×10-6) 改良杭B 0 20 40 60 80 100 120 140 0 50 100 水平 荷 重 H (k N ) 改良体ひずみεsc(×10-6) -0.125 -0.425 -0.725 -1.025 -1.325 改良杭A 0 20 40 60 80 100 120 140 0 200 400 600 800 1000 水平 荷 重 H (k N ) 鋼管ひずみ|εp| (×10-6) 背面 前面 通常杭 0 20 40 60 80 100 120 140 0 200 400 600 800 1000 水平荷 重 H (k N ) 鋼管ひずみ|εp| (×10-6) 改良杭A 0 20 40 60 80 100 120 140 0 200 400 600 800 1000 水平荷 重 H (k N ) 鋼管ひずみ|εp| (×10-6) 改良杭B 0 40 80 120 160 0 10 20 30 40 水平 荷 重 H (k N ) 水平変位δ (mm) 通常杭 改良杭C 改良杭B 改良杭A
３．数値解析による検討 3.1 解析方法の概要
FEM には Soil Plus9) を用いて静的弾塑
性解析を行った．解析モデルは図-9 のよう に Z-X 面を対称面とする全体の 1/2 をモ デル化した．鋼管はシェル要素を用いて16 角形断面に置換，地盤およびソイルセメン ト改良体はソリッド要素を適用した．また， 鉄筋籠についてはビーム要素でモデル化し たものを図-9 の赤線部分に付加した．ゆえ に，鉄筋と改良体は完全付着と仮定し，改 良体の塑性化と鉄筋籠の拘束効果は離散型 のモデルで表現して考慮する． 各材料の構成則として，鋼管および鉄筋 は弾性体，地盤はMohr-Coulomb の破壊規 準10), 11)を適用した．また，改良体は引張強 度 ft を 超 え る 応 力 に は 抵 抗 し な い No-Tension モデル 9)（以下，NT モデル） を用い，ソイルセメントのひび割れによる 塑性化を考慮する．ただし，改良体の強度 管理は，試験体のコア供試体で実施した一 軸圧縮強度 quでしか行っておらず，ftを変 数とした．なお，地盤や改良体に関する他 の入力値は各種試験結果を基に決定した． 荷重は自重解析による初期応力を各要素 に与えた後，載荷試験と同一高さに水平荷 重H を X 方向に漸増して作用させた．なお， モデルの要素分割，増分荷重や収束計算回 数は予備検討より設定した． 3.2 原位置載荷試験への適用 改良杭C ではゲージの計測不良が生じたため，本報では通常杭と改良杭 A，B を解析対象とし，表-3 に示 した解析ケースと載荷試験との結果比較を行う．図-10 に水平荷重－水平変位，図-11 に鋼管の曲げモーメン ト分布，図-12 に鋼管と改良体の材軸方向ひずみ関係を示す．なお，図-12 の鋼管ひずみの実験値は計測ひず みを線形補間して算出した． 3.2.1 通常杭 解析値（施工未考慮）では実験値よりも変位が非常に小さい結果となった．この要因として，先端部に 1 巻きの螺旋翼を有する回転貫入杭では施工時に杭軸芯が弧を描きながら貫入する特性 12) があり，鋼管の近 傍地盤では緩みが生じた．また，この軸芯ずれは杭がある程度根入れされると，地盤の拘束によって抑制さ れると考えられる．そこで，杭軸部から半径方向に1 要素分（約 14mm）の地盤にて，剛性低下（Es’/Es=1/1 ～1/100，E's：杭近傍地盤の剛性）とその影響深度（T.L.-1.0～7.7m）を種々変化させて検討した．その結果， T.L.±0～-1.5m の地盤の剛性を 1/80 に低下させた場合，解析値（施工考慮）が実験値に近似した．このとき， 杭の曲げモーメント分布も実験値を十分表現できている． 3.2.2 改良杭 A 改良体を弾性として計算した解析値（弾性）では，水平変位はH=48kN 程度まで試験値と同程度であるが， 図-9 FEM メッシュ 表-3 解析ケース一覧 試験 杭 杭施 工 の考 慮 Es’/Es 剛性 低 下 の深 度 改良 体 の 構成 則 ft/qu 鉄筋 籠 通常 杭 なし － － － あり 1/80 1.0 1.5 7.7 改良 杭A なし － － 弾性 － なし NT 0.03 0.04 0.05 改良 杭B なし － － NT 0.03 あり 0.04 0.05 0.04 なし * E's：杭近傍地盤の剛性 ** quは表-2 の平均値を使用 ［地盤-1］ Es=2.1×104kN/m2 γs=13 kN/m3, νs=0.2 cs=50 kN/m2, s=11deg. ［地盤-2］ Es=1.0×104kN/m2 γs=15 kN/m3, νs=0.4 cs=30 kN/m2, s=4.7deg. ［地盤-3］ Es=3.8×104kN/m2 γs=17 kN/m3, νs=0.3 cs=0 kN/m2, s=28deg. ［地盤-4］ Es=7.7×104kN/m2 γs=18 kN/m3, νs=0.3 cs=0 kN/m2, s=34deg. G.L.-0.5m (T.L.±0m) -2.75m -3.25m -8.25m -10.5m Z Y X ［ 鋼管杭］ p=0.216m, Ep=2.05×108kN/m2 γp=78.5 kN/m3, νp=0.3 ［ソイルセメント］ sc=0.76m , Lsc=2.5m Esc=8.0×105kN/m2 γsc=18 kN/m3, νsc=0.3 5m 5m 5m 水平荷重H (T.L.+0.2m) 鋼管杭 地盤 ソイルセメント 改良体 鉄筋籠
その後は過小評価となり杭の曲げ分布も小さい．一方，NT モデルでは H≧36kN で変位が大きく進行し，ft/qu =0.04 のとき試験値に近似した．杭の曲げモーメントも地中部での最大値が試験値より若干大きいが分布傾 向を概ね表現できている．また，鋼管ひずみと改良体ひずみの関係を見ると，試験でひび割れが目視された H=36kN 程度までは試験値とほぼ一致しており，加力背面側から鋼管のひずみが急増する状況もシミュレー トできている． 図-10 水平荷重－水平変位 図-11 鋼管の曲げモーメント分布 図-12 鋼管－改良体のひずみ関係（ft/qu=0.04） 0 1 2 3 0 10 20 30 40 50 深度 Z (T .L .-m ) 曲げモーメントM (kN･m) 実験値 解析値(施工未考慮) 解析値(施工考慮) *左順に, H=12, 24, 36, 48 kN 通常杭 0 20 40 60 80 100 120 0 10 20 30 水平 荷 重 H (k N ) 水平変位δ (mm) (0.05)(0.04) 解析値 (0.03) 解析値 (弾性) 実験値 改良杭A 0 10 20 30 40 50 60 0 10 20 30 水平 荷 重 H (k N ) 水平変位δ (mm) 解析値 (施工考慮;1.5m) 解析値 (施工未考慮) 実験値 (1.0m) (7.7m) 通常杭 -500 -250 0 250 500 -500 -250 0 250 500 改 良 体ひず み εsc (× 10 -6) 鋼管ひずみεp(×10-6) 改良杭B (T.L-0.725m) 実験値 解析値 -200 -100 0 100 200 -200 -100 0 100 200 改 良 体ひず み εsc (× 10 -6) 鋼管ひずみεp(×10-6) 改良杭A (T.L-0.725m) ひび割れ目視 荷重(H=36kN) 実験値 解析値 -200 -100 0 100 200 鋼管ひずみεp(×10-6) 実験値 解析値 ひび割れ目視 荷重(H=36kN) 改良杭A (T.L-1.025m) -500 -250 0 250 500 鋼管ひずみεp(×10-6) 実験値 解析値 改良杭B (T.L-1.025m) 0 1 2 3 0 10 20 30 40 50 深度 Z (T .L .-m ) 曲げモーメントM (kN･m) 改良杭A *左順に, H=24, 36, 48, 72, 96 kN 実験値 解析値(弾性) 解析値(0.04) 改良体(T.L.-2.5m) 0 20 40 60 80 100 120 0 10 20 30 水平 荷 重 H (k N ) 水平変位δ (mm) 実験値 改良杭B 実験値 (0.04) 解析値 (0.03, 0.04無筋) (0.05) 0 1 2 3 0 10 20 30 40 50 深度 Z (T. L .-m ) 曲げモーメントM (kN･m) 改良杭B 鉄筋籠(T.L.-1.6m) 改良体(T.L.-2.5m) 解析値(0.04無筋) *左順に, H=24, 36, 48, 72, 96 kN 実験値 解析値(0.04)
以上のことから，改良体の構成則にNT モデルを用いることで，杭の水平抵抗や鋼管の曲げモーメント， 特に改良体の塑性化に伴って鋼管の曲げ応力が急増した載荷試験での結果を表現できたと言える．なお，解 析による変位は荷重初期段階でも実験値と同程度であり，改良杭は杭施工時の近傍地盤での緩みが柱状地盤 改良によって改善されたと考えられる． -0.125m -0.725m -1.325m 加力方向 (内側) (外側) (外側) [加力前面] [加力背面] T.L.±0m * 青色：弾性，緑色：塑性 (1) 鉄筋籠なし 図-13 地盤の塑性化状況（通常杭） (2) 鉄筋籠あり (1) 着目した要素 図-14 改良体の最小主応力コンター (2) p-q 関係 (3) H-σ3関係 図-15 改良体各部の応力経路 T.L.±0m -0.5m -1.0m -1.5m -120 -80 -40 0 40 0 40 80 120 σ3 (k N /m 2) H (kN) 前面(外側) -120 -80 -40 0 40 0 40 80 120 σ3 (k N /m 2) H (kN) 前面(内側) -120 -80 -40 0 40 0 40 80 120 σ3 (k N /m 2) H (kN) 背面(内側) -120 -80 -40 0 40 0 40 80 120 σ3 (k N /m 2) H (kN) 背面(外側) (kN/m2) ±0 30 -90 -60 -30 -120 Z Y X 黒塗:鉄筋籠あり, 白抜:鉄筋籠なし 青:-0.125m, 緑:-0.725m, 赤:-1.325m 0 200 400 600 -100 0 100 200 300 400 q (k N /m 2) p (kN/m2) 背面(内側) MC規準 0 200 400 600 -100 0 100 200 300 400 q (k N /m 2) p (kN/m2) 背面(外側) MC規準 0 200 400 600 -100 0 100 200 300 400 q (k N /m 2) p (kN/m2) 前面(外側) MC規準 0 200 400 600 -100 0 100 200 300 400 q (k N /m 2) p (kN/m2) 前面(内側) MC規準 H=24kN H=48kN H=60kN T.L.±0m -0.5m -1.0m -1.5m 0.38m 0.38m T.L.±0m -0.5m -1.0m -1.5m H=24kN H=96kN H=24kN H=48kN H=96kN 0.38m 0.38m H=48kN
3.2.3 改良杭 B 鉄筋籠を挿入した改良杭B においても荷重－変位関係は ft/qu=0.04 にて実験値と近似している．このとき， 杭の曲げモーメント分布も実験値を概ね評価できている．また，無筋とした場合の結果（0.04 無筋）よりも 水平変位および曲げ応力が低減されており，ビーム要素による鉄筋籠を追加することで改良体の塑性化の抑 制を十分に表現できたと言える． 3.3 地盤および改良体の塑性化と杭の水平抵抗機構 図-13 に通常杭における地盤の塑性化状況を示す．塑性化は剛性低下を考慮した杭近傍の領域と共に，地 表面付近で大きく進展していく． 次に，改良杭では鉄筋籠の有無に着目し，改良体に生じる応力やそれに伴う塑性領域の形成について考察 する．ここでは，改良杭B の解析条件を用いて計算した結果を示す．また，応力は圧縮を正として表す． 図-14 は改良体の最小主応力の分布を表したコンターである．引張を示す最小主応力が高い領域は，地表 面付近における杭の加力背面近傍で生じている．その後，荷重の増大に伴い深度方向へ拡がると共に加力前 面側でも放射状に生じる．鉄筋籠の有無に関わらず同様の分布傾向を示すが，鉄筋籠があるケースの方が引 張応力は小さい状態となることが分かる．なお，このとき加力背面側の最小主応力は加力方向，前面側では 改良体の円周方向に作用している． 図-15 では改良体の各部要素における応力経路を示す．着目した要素は図-15(1)中の赤色で示した位置であ り ， 改 良 体 の 上 部 （T.L.-0.125m），中央部（T.L.-0.725m）および下部（T.L.-1.325m）における加力の前面お よび背面それぞれの内側と外側である．図-15(2)は式 1 で表わされる p-q 関係である．図中の直線は文献 13 を参考に計算したモール・クーロン規準による破壊包絡線（式2）であり，quには表-1 の最小値を用いた． 2 2 3 1 3 1 q p ， ・・・式1 qpsins0cos ・・・式2 ) 3 ( 2 0 t u t u t s s q s q s ・・・式313) ここで，σ1：最大主応力，σ3：最小主応力，qu：一軸圧縮強度（=1.5N/mm2），st：引張強度（=0.2qu）， τs0：改良体の破壊面に垂直応力が作用しない場合のせん断強度，：せん断抵抗角=30deg.) 鉄筋籠を有するケースでは無いケースと同様の応力経路を経るが，水平荷重に伴うq の増分量が小さくな っている．改良体の破壊パターンとしては圧縮側せん断破壊または引張破壊が考えられるが，要素内の応力 はMC 規準よりも小さく，本検討モデルでは改良体はせん断破壊が生じない応力状態であったと推測される． また，図-15(3)の水平荷重 H と最小主応力 σ3関係をみると，加力の背面（内側）と前面（外側）の要素にお いて明確な傾向が確認できる．背面（内側）では改良体の中央部付近でも鉄筋籠の有無による差異が小さい が，前面（外側）では鉄筋籠を有するモデルの方がσ3が一定値を示す水平荷重が大きいことが分かる．なお， 改良体の外側の地盤が塑性化したのはH>60kN であった． 以上のことから，上記の引張主応力によって改良体には塑性領域が形成されていくが，杭頭周囲の改 良体 は地盤よりも剛性が高く塑性化の進展も遅いため，杭の水平変位や鋼管の曲げ応力の低減に効果を発揮した ． また，鉄筋籠は加力背面側の鋼管と改良体間の引張破壊には影響しないが，杭の変形に伴う改良体前面側の 円周方向の塑性化に対して帯筋がその抑制に効果があったと言える．なお，鉄筋籠を構成している主筋およ び帯筋の軸方向最大応力度は降伏点の約 1/5（引張）～1/2（圧縮）であり，本検討モデルでは弾性範囲内で あったと推測する．載荷試験では除荷後にひび割れが閉じる挙動を示したことからも鉄筋籠は改良体に靭性 を付与しひび割れ抑制に期待できると考える．
４．まとめ 本報では杭頭周囲に柱状地盤改良を併用した回転貫入杭を対象として，原位置載荷試験および3D-FEM 解 析を実施して杭の水平抵抗について検討した結果，以下の知見を得た． ①原位置載荷試験より，回転貫入杭の杭頭周囲地盤を柱状改良することで水平変位や鋼管の曲げモーメント が大幅に抑制されることを確認した．また，ソイルセメント改良体内に鉄筋籠を挿入することで水平 地盤 反力係数の増大は僅かであったが，ひび割れの抑制に効果が見られた． ②3D-FEM より，通常杭では回転貫入杭の施工に伴う地表付近での杭近傍地盤の剛性低下を考慮する必要が あること，また改良杭では改良体にNo-Tension 構成則，鉄筋籠は梁要素でモデル化することで改良体の塑 性化が表現可能となり杭の水平抵抗を評価できることが分かった． ③改良杭は，杭施工時の杭周囲地盤の緩み改善，改良体の剛性や塑性化の抑制によって水平抵抗が大幅に向 上する．また，鋼管の曲げ応力は改良体の塑性化によって急増するが通常杭よりも小さい． ④改良体の破壊プロセスは，加力背面側の鋼管と改良体間の引張破壊から始まり，加力前面側でも周方向の 引張応力によって塑性化する．その後，水平荷重の増大に伴って徐々に深度方向に破壊が進展してい く． このとき，帯筋は加力前面側の改良体の塑性化の抑制に効果がある． 謝辞 本報 の原 位 置載荷 試験 に 関して は千 代 田工営(株)の関係各位にご協力を頂きました．また，解析およびデ ータ整理に室蘭工業大学の卒業研究生の宇見知樹君（現 大東建託）および古里光輝君のご助力を得た．ここ に記して謝意を表します． 参考文献 1) 土屋勉：回転貫入杭工法の動向と今後の課題, 基礎工, Vol.34，No.11，pp.2-7，2006.11 2) 濱田純次，土屋富男，加倉井正昭，山下清，河合栄作，桑原文夫：表層地盤改良を施した杭の水平載荷実 験，第36 回地盤工学研究発表会，pp.1663-1664，2001.6 3) 佐野大作，伊勢本昇昭：杭の水平剛性確保のための合理的な地盤改良工法，日本建築学会大会学術講演梗 概集，pp.715-716，2007.9 4) 前田良刀，緒方辰男，徐光黎，平井卓：地盤改良複合杭基礎の開発とその支持力特性，土木学会論文集， No.686/VI-52，pp.91-107，2001. 5) 冨澤幸一，西川純一：深層混合処理工法により形成した複合地盤における杭設計手法，土木学会論文集， No.799/III-72，pp.183-193，2005. 6) 玉井俊行，伊藤大輔，溝口栄次郎：ソイルセメント羽根付き鋼管杭の原位置載荷試験とその支持力特性の 検討，地盤工学ジャーナル，vol.4，No.4，pp.273-287，2009. 7) 地盤工学会：地盤工学会基準 杭の水平載荷試験方法・同解説 第一回改訂版，2010.5 8) 佐藤雄太，池田篤則，永井宏，土屋勉：杭頭周囲地盤を柱状改良した鋼管杭の水平抵抗（その 1）試験概 要及び施工方法，日本建築学会学術講演梗概集，pp.711-712，2014.9 9) SoilPlus ExOption 理論マニュアル，2011. 10) G.グーデフス編著，川本朓万，桜井春輔，足立紀尚 共訳：地盤力学の有限要素解析１，pp.183-193，1981.5 11) Ph.Menetrey, K.J.Willam：Triaxial Failure Criterion for Concrete and its Generalization, ACI Structural Journal,
Vol.92, pp.311-318, 1995.
12) 大杉富美一，土屋勉，島田正夫，吉田勝之：大型加圧土槽を利用した回転貫入模型杭の貫入実験，日本 建築学会構造系論文集，第591 号，pp.69-75，2005.5
13) 日本建築センター：改定版 建築物のための改良地盤の設計及び品質管理指針 －セメント系固化材を用
