U.D.C 691.328.4
逆打ち工法による大深度掘削工事のリバウンド抑制効果
中沢 楓太
＊沼上 清
＊＊三浦 正悟
＊柴崎 浩一郎
＊北村 達也
＊＊＊高倉 望
＊＊＊＊ 要 約： 本報では，上総層群土丹層を大深度に掘削する建築の逆打ち工事における掘削底以深地盤のリバウンド挙動について報告する。 また，前報で報告した大規模な順打ち工事の同リバウンド計測結果と比較し，逆打ち工法のリバウンド抑制効果や掘削以深地盤 のヤング率について考察する。両工法におけるリバウンド計測の結果，掘削底以深地盤のリバウンドは，順打ち工法の場合，地 中深くから生じるが，逆打ち工法の場合には構真柱杭の先端以深ではほとんど生じておらず，逆打ち工法のリバウンド抑制効果 を確認することができた。その結果，逆打ち工事の計画に際しては，最終床付け面から構真柱杭の先端までの領域で地盤ヤング 率のひずみ依存性を考慮すればよいことが確認された。また，逆打ち工法の現場において，地盤中でひずみを計測する埋設型の コアセンサーがリバウンドの計測手法として有効であることを確認した。 ｷｰﾜｰﾄﾞ： 大深度掘削，逆打ち工事，コアセンサー，上総層群土丹層，リバウンド，地下施工方法，現場計測，ヤング率 目 次： 1. はじめに 5. 地下施工方法の違いがリバウンド挙動に与える影響 2. 工事概要 6. 掘削地盤のヤング率 3. リバウンドの計測方法 7. まとめ 4. リバウンドの計測結果 1. はじめに 近年，都市再生や都市機能の強化などを目的として 地下の利用頻度が増えてきている。大規模・大深度に 地盤を掘削する工事では，地盤掘削に伴い地中応力が 解放され，掘削底以深の支持地盤が隆起するリバウン ド現象が生じる。一般に，リバウンドが大きくなると， 支持地盤の剛性は小さくなる。このため，大規模・大 深度の地盤掘削を伴う建物の基礎の設計では，施工条 件を考慮した支持地盤の剛性評価が必要となる。しか し，地盤や構築躯体をモデル化して基礎の沈下量，リ バウンド量および近接構造物への影響を評価する場合 には，発生ひずみに応じた地盤の剛性を経験的に判断 しているのが現状である。 前報 1）で示した順打ち工事の場合には，地盤掘削が 完了した後に地下躯体を構築するため，地盤掘削後の 地盤剛性と，その後構築される躯体によって変化した 地盤剛性を個々に評価すればよい。これに対して，逆 打ち工事の場合には，構真柱杭の設計や先行して構築 された本設躯体の変形を事前に検証するため，地盤の 掘削に伴う上載荷重の減少や構真柱を介して伝達され *建築本部 建築技術部 **技術研究所 ***建築本部 生産技術部 ****管理本部 人事部（出向中） 約 55 m 約 200m ����計 �o.1 Bor. P1 P2 ����計 �o.2 ���ン�� � �� 構真柱杭 （拡底径の大きさを示す．） TP+10.0m 16.4m 19.9m 33.5m 38.0m TP-9.9m TP-6.4m TP-11.5m TP+22.0m TP-10.0m(最終床付け面) TP+28.0m(計器設置時) 逆打ち工法 順打ち工法 逆打ち工法 順打ち工法 図１ 工事の平面図および断面図 ＊建築本部 建築技術部 ＊＊技術研究所 ＊＊＊建築本部 生産技術部 ＊＊＊＊管理本部 人事部（出向中） U.D.C 691.328.4逆打ち工法による大深度掘削工事のリバウンド抑制効果
中沢 楓太
＊沼上 清
＊＊三浦 正悟
＊柴崎浩一郎
＊北村 達也
＊＊＊高倉 望
＊＊＊＊ 東急建設技術研究所報No.374. リバウンドの計測結果 図４は，層別沈下計 No.1 およびコアセンサー（鉛 直ひずみ）の経時変化（初期値：掘削開始時）であり， 層別沈下計 No.１位置の工事工程および直近の構真柱 杭P1 および P2 の設計軸力と共に示す（位置は図１を 参照）。なお，STEP4 以前は地盤掘削および躯体構築 を同時に施工しており，STEP4 に最終床付けとなり， STEP4 以降は躯体構築工事のみを行っている。同図 （４）の区間ひずみは層別沈下計による区間伸縮量を 区間長で除して算出した。 層別沈下計の結果によると，地盤掘削に伴い，最浅 区間（EL-2.0m～-7.0m）のみ引張ひずみが増大してい る。掘削完了時（STEP4）において，EL-2.0m のリバ ウンド量は約 0.6mm であり，最浅区間（EL-2.0m～ -7.0m）の引張ひずみは約 150μ（μ：1.0×10-6）と小さ い 。 こ れ に 対 し て ， 構 真 柱 杭 の 先 端 以 深 の ひ ず み （EL-7.0m 以深）は，約-15～10μ と極めて小さい。つ まり，躯体構築が支持地盤へ与える影響は，地盤掘削 に伴いリバウンドが生じた床付け面に近い深度に限定 されている。 コアセンサーによるひずみ（同図（５））は，地盤 掘削を開始すると全深度で引張ひずみが増大し，その 後の地下躯体の構築に伴い，EL-5.0m および EL-10.0m の引張ひずみは減少している。その後，再び地盤掘削 を開始すると引張ひずみが増大している。コアセンサ ーによる EL-15.0m の引張ひずみがやや大きいことを 除けば，地盤掘削時や躯体構築時の計測ひずみは，層 別沈下計の計測結果と整合している。 -20 -15 -10 -5 0 -20 0 20 40 60 80 100 最終床付 け面 EL (m ) 鉛直ひずみεV(μ) STEP2 STEP2 STEP3 STEP3 STEP4 STEP4 0 6000 12000 18000 24000 -0.25 0 0.25 0.5 0.75 -40 0 40 80 120 160 -25 0 25 50 75 100 10/01/01 10/03/02 10/05/02 10/07/01 10/08/31 10/10/30 10/12/30 11/02/28 ※色が境目で 地盤定数を 分けている。 図５ コアセンサーによる計測値の検証 （２）実測値と解析値の比 FEM 解析 実測値 （１）解析モデル 19.2m 9.0m 60 .0 m 10.8m 構真柱杭 ▽TP-9.9m (EL±0.0m) ▽TP-33.4m ▽TP-40.4m ▽TP-69.9m 図４ リバウンド計測の結果 （５）コアセンサーによる鉛直ひずみ （４）層別沈下計による鉛直ひずみ （３）層別沈下計によるリバウンド量 （２）層別沈下計No.1 位置の工事工程 （１）構真柱杭P1 および P2 の設計軸力 設計軸力 （ kN ） リバウンド量 （ m m ） 鉛直ひずみ ε V （μ） 鉛直ひずみ ε V （μ） EL-2.0m
EL-7.0m EL-22.0m EL-17.0m EL-12.0m
EL-32.0m EL-2.0m～-7.0m EL-22.0m～-32.0m EL-7.0m～-12.0m EL-5.0m EL-15.0m EL-10.0m TP+4.35m(88.5kN/m2) TP+2.0m(130.8) TP-1.0m(208.8) TP-4.2m(246.7) TP-9.9m(354.0) 鉄骨建方 15 節(34 階) STEP1 耐圧版CON 打設 地盤掘削
STEP2 STEP3 STEP4 STEP5 STEP6
P1 P2 EL-12.0m ～-17.0m EL-17.0m ～-22.0m EL-32.0m ～-60.0m る上部構築躯体荷重の影響を考慮した支持地盤の剛性 を適切に評価することが重要となる。 本報では，上総層群土丹層を大深度に掘削する逆打 ち工事において実施した掘削底以深地盤のリバウンド 計測結果を報告する。また，筆者らが開発した原位置 地盤ひずみの新たな計測方法であるコアセンサーによ る計測を実施し，その妥当性を検証する。さらに，既 往のリバウンド計測結果1），2）と比較し，地下施工方法 がリバウンド挙動や地盤のヤング率の変化に与える影 響について考察する。 2. 工事概要 図１に工事の平面および断面を示し，図２に地層構 成，せん断波速度VSおよび計測器の設置深度を示す。 工事は，地上 34 階･地下 4 階の店舗･オフィスおよ び劇場などの複合施設新築工事（地上S･SRC 造・地下 RC･SRC 造）である。建設地は山の手台地に位置し， ボーリング位置の地層構成は，表土以深の東京層（砂 混りシルト・礫），細砂が介在する上総層群土丹層 （Kac 層，VS=480～550m/s）である。建物基礎（直接 基礎）は，TP-9.9m の N 値 50 以上の Kac 層を支持層 として，層別沈下計 No.1 近傍の接地圧は約 600kN/m2， 層別沈下計 No.2 近傍の接地圧は約 440kN/m2で設計さ れている。Kac 層（TP-11.9m）の LDT を用いた三軸圧 縮 試 験 （ 有 効 拘 束 圧 293 kN/m2） に よ る と ， E50=490MN/m2，qmax=3050kN/m2である。 地下工事は逆打ち工法で，ソイルセメント柱列壁を 施工し，既存躯体を解体した後に，構真柱を建込む。 その後，層別沈下計を設置してから，地盤掘削と同時 に地上および地下躯体を構築した。図１には計測器設 置時および最終床付け時の平均的な地盤レベルを示す。 なお，本報では最終床付け面を EL±0m と定義する。 3. リバウンドの計測方法 掘削以深地盤のリバウンドは，層別沈下計 1）および コアセンサーを図２に示す各深度に設置して計測した。 コアセンサー3）とは，図３に示すように原位置の土丹 層から採取したボーリングコア（φ100mm，H=1m） を①～③に切断後に 1 ゲージ 3 線式（1G3W）のひず みゲージを貼付したものである。コアセンサーを台座 付きのワイヤーで懸垂してボーリング孔に戻し，隙間 には周辺地盤と同程度の剛性のグラウト材を最深部よ り充填した。本報では，コア③の鉛直方向ひずみの計 測結果のみ報告する。 これらは，写真１に示すように，掘削地盤上に置い た測定器に接続し，掘削の進捗に合わせて下げていき， 定期的かつ継続的に自動計測した。 TP(m) 土質 ▽TP+17.5m ▽TP+10.0（現地盤） ▽EL-2.0 ▽EL-7.0 ▽EL-12.0 ▽EL-17.0 ▽EL-22.0 ▽EL-32.0 ▽EL-60.0 固結 シルト （Kac） Vs (m/s) EPS(kN/m2)，ν N 値 0 60 断面 砂混り固結 シルト 砂礫 砂混りシルト +10 0 -10 -20 -30 -40 -70 構真柱 杭 +20 ▽TP+23.5m ▽TP+22.0 ▽EL-5.0 ▽EL-10..0 ▽EL-15.0 コアセンサー 層別沈下計 No.2 No.1 Vs =480 EPS=1.3×106 ν=0.48 Vs =550 EPS=1.7×106 ν=0.46 Vs =550 EPS=1.7×106 ν=0.46 Vs =530 EPS=1.5×106 ν=0.45 Vs =330 EPS=6.1×105 ν=0.48 Vs =220 EPS=2.7×105 ν=0.49 図２ 地盤概要および計測器の設置深度 ▽TP-9.9(EL±0.0m) 図３ コアセンサーのひずみゲージ貼付位置 a b c d ひずみ ゲージ b c d 20 0 10 0 10 0 20 0 10 0 100 a 下面 上面 ① ② ③ 60 0 20 0 20 0 最終床付け面 写真 1 地盤掘削中の計測状況
4. リバウンドの計測結果 図４は，層別沈下計 No.1 およびコアセンサー（鉛 直ひずみ）の経時変化（初期値：掘削開始時）であり， 層別沈下計 No.１位置の工事工程および直近の構真柱 杭P1 および P2 の設計軸力と共に示す（位置は図１を 参照）。なお，STEP4 以前は地盤掘削および躯体構築 を同時に施工しており，STEP4 に最終床付けとなり， STEP4 以降は躯体構築工事のみを行っている。同図 （４）の区間ひずみは層別沈下計による区間伸縮量を 区間長で除して算出した。 層別沈下計の結果によると，地盤掘削に伴い，最浅 区間（EL-2.0m～-7.0m）のみ引張ひずみが増大してい る。掘削完了時（STEP4）において，EL-2.0m のリバ ウンド量は約 0.6mm であり，最浅区間（EL-2.0m～ -7.0m）の引張ひずみは約 150μ（μ：1.0×10-6）と小さ い 。 こ れ に 対 し て ， 構 真 柱 杭 の 先 端 以 深 の ひ ず み （EL-7.0m 以深）は，約-15～10μ と極めて小さい。つ まり，躯体構築が支持地盤へ与える影響は，地盤掘削 に伴いリバウンドが生じた床付け面に近い深度に限定 されている。 コアセンサーによるひずみ（同図（５））は，地盤 掘削を開始すると全深度で引張ひずみが増大し，その 後の地下躯体の構築に伴い，EL-5.0m および EL-10.0m の引張ひずみは減少している。その後，再び地盤掘削 を開始すると引張ひずみが増大している。コアセンサ ーによる EL-15.0m の引張ひずみがやや大きいことを 除けば，地盤掘削時や躯体構築時の計測ひずみは，層 別沈下計の計測結果と整合している。 -20 -15 -10 -5 0 -20 0 20 40 60 80 100 最終床付 け面 EL (m ) 鉛直ひずみεV(μ) STEP2 STEP2 STEP3 STEP3 STEP4 STEP4 0 6000 12000 18000 24000 -0.25 0 0.25 0.5 0.75 -40 0 40 80 120 160 -25 0 25 50 75 100 10/01/01 10/03/02 10/05/02 10/07/01 10/08/31 10/10/30 10/12/30 11/02/28 ※色が境目で 地盤定数を 分けている。 図５ コアセンサーによる計測値の検証 （２）実測値と解析値の比 FEM 解析 実測値 （１）解析モデル 19.2m 9.0m 60 .0 m 10.8m 構真柱杭 ▽TP-9.9m (EL±0.0m) ▽TP-33.4m ▽TP-40.4m ▽TP-69.9m 図４ リバウンド計測の結果 （５）コアセンサーによる鉛直ひずみ （４）層別沈下計による鉛直ひずみ （３）層別沈下計によるリバウンド量 （２）層別沈下計No.1 位置の工事工程 （１）構真柱杭P1 および P2 の設計軸力 設計軸力 （ kN ） リバウンド量 （ m m ） 鉛直ひずみ ε V （μ） 鉛直ひずみ ε V （μ） EL-2.0m
EL-7.0m EL-22.0m EL-17.0m EL-12.0m
EL-32.0m EL-2.0m～-7.0m EL-22.0m～-32.0m EL-7.0m～-12.0m EL-5.0m EL-15.0m EL-10.0m TP+4.35m(88.5kN/m2) TP+2.0m(130.8) TP-1.0m(208.8) TP-4.2m(246.7) TP-9.9m(354.0) 鉄骨建方 15 節(34 階) STEP1 耐圧版CON 打設 地盤掘削
STEP2 STEP3 STEP4 STEP5 STEP6
P1 P2 EL-12.0m ～-17.0m EL-17.0m ～-22.0m EL-32.0m ～-60.0m
-12.0m，EL-12.0m～-22.0m および EL-22.0m～-60.0m の3 区間を検討対象とした。なお，STEP7 は EL-2.0m ～-12.0m のみ検討対象とした。Site-B では，No.1 につ いて，EL-7.0m 以深のひずみは 1.2×10-5以下と小さか ったので，STEP2～6 の最浅区間（EL-2.0m～-7.0m） のみを検討対象とした。 フィッティング解析は，初期ヤング率（EPS）を基準 に各区間のヤング率を仮設定し，解析で得られる層別 沈下計によるリバウンド計測位置における各区間の平 均鉛直ひずみが実測鉛直ひずみεVにそれぞれ一致する ように繰返し計算を行い，全区間のεVが一致したとき の各区間のヤング率 E を求めた。なお，検討対象外で ある区間の地盤初期ヤング率 EPSおよび全地層のポア ソン比ν は一定と仮定した。 図８は各Site の各 STEP における鉛直ひずみの深度 分布であり，実線はフィッティング解析の目標とした 実測値を，プロット（◇）はフィッティング解析結果 を示す。 図９は，初期ヤング率 EPSに対する解析より求めた ヤング率 E の低下割合（ヤング率比）E/EPSと鉛直ひ ずみεVの関係であり，横軸は対数表示としている。な お，同図中には，同じく土丹層を大規模に掘削する逆 打ち工事である文献 2）において，三次元有限要素法 で実施したヤング率のフィッティング解析の結果もプ ロットした。 εVが3.4×10-5（=34μ）以下の場合には E/EPS=1.0 であ り，地盤の掘削に伴い εV が増大し，E/EPSが減少して いる。 Site-B でフィッティング解析の対象外とした EL-7.0m 以深のひずみは微小ひずみの範囲にあり，土 丹層のヤング率の低下を考慮する必要はないといえる。 また，工事地点や地下施工方法による差異は見られな い。Site-A の EL-2.0m～-12.0m および Site-B の EL -2.0m～-7.0m に着目すると，排土荷重が同程度である にもかかわらず，最終床付け時において，逆打ち工法 の Site-B の方が εV は小さく，E/EPSは大きい。EL -12.0m 以深（構真柱杭の先端以深）に着目すると，順 打ち工法のSite-A は約 50%までヤング率が低下してい るが，逆打ち工法のSite-B は εVが1.2×10-5（=12μ）以 下であり，弾性変形領域（E/EPS=1.0）である。 これらより，工事計画や基礎設計を行う際に，順打 ち工法の場合には，深い深度までリバウンド変形が生 じるので，ヤング率の低下を考慮しなければならない といえる。これに対して，逆打ち工法の場合には，地 盤の掘削工事と躯体の構築が同時に進行することによ -60 -50 -40 -30 -20 -10 0
1.00E-06 1.00E-05 1.00E-04 1.00E-03 1.00E-02
最 終 床 付 け 面 E L( m ) 鉛 直 ひ ず みεV -60 -50 -40 -30 -20 -10 0
1.00E-06 1.00E-05 1.00E-04 1.00E-03 1.00E-02
最 終 床 付 け 面 E L( m ) 鉛 直 ひ ず みεV （２）Site-B 図８ フィッティング解析結果 ※圧縮ひずみ のため省略 STEP 2 1,3 45,6 図７ 解析モデル （２）Site-B （１）Site-A ▽TP+17.5m ▽TP-109.9m 360m 175m 440 345 ▽GL±0.0m ▽GL-82.5m （１）Site-A 2 STEP1 3 4 5 6,7 ※圧縮ひずみ のため省略
STEP1 STEP2 STEP3 STEP4 STEP5 STEP6 STEP7
掘 削 地 盤 深 度 GL(m) -6.5 -7.5 -9.5 -10.0 -16.6 -22.5 -22.5 排 土 重 量 (kN/m2) 125 142 177 186 309 419 419 平 均 躯 体 重 量 （ kN/m2） 掘削工事のため無し 137 表２ 荷重条件 （１）Site-A （２）Site-B
STEP1 STEP2 STEP3 STEP4 STEP5 STEP6
掘 削 地 盤 深 度 TP (m) +4.35 +0.5 -4.2 -9.9 -9.9 -9.9 排 土 重 量 (kN/m2) 89 165 247 354 354 354 躯 体 荷 重 （ P1） （ kN/m2） 79 125 230 308 320 415 ※色が境目で 地盤定数を 分けている。 ※色が境目で 地盤定数を 分けている。 1.0×10-6 1.0×10-5 1.0×10-4 1.0×10-3 1.0×10-2 1.0×10-6 1.0×10-5 1.0×10-4 1.0×10-3 1.0×10-2 2 STEP1 3,4 5 7 6 2 3 6 5 4 STEP1 図５に，コアセンサーによる計測の検証に用いた FEM 解析モデルおよび比較結果を示す。解析モデルは， 図１中のA 範囲の地盤および構真柱杭をソリッド要素 でモデル化したものであり，コアセンサーの設置深度 のひずみは微小であることから，地盤剛性には地盤調 査時の PS 検層に基づく弾性剛性を用いた。なお，同 図（２）はSTEP1 からの増分ひずみで示している。 深度毎の増分ひずみは，実測値と解析値でやや差が あるが，その深度分布の傾向はほぼ対応していること から，計測結果は概ね妥当と判断できる。5） 5. 地下施工方法がリバウンド挙動に与える影響 表１に，前報 2）で報告した上総層群土丹層を大規模 に掘削する順打ち工事（以下，Site-A と定義）および 本工事（逆打ち工事）（以下，Site-B と定義）の層別沈 下計によるリバウンドの計測結果を工事概要と共にま とめて示す。Site-A は 20m 掘削時点について，Site-B は 各 計 測 位 置 の 最 終 床 付 け 時 点 （No.1 ： STEP4 ， No.2：STEP6）についてまとめた。Site-B の躯体重量 は構真柱杭P1 および P2 の設計軸力を負担面積でそれ ぞれ除したものである。 掘削深さが等しく地下施工方法が異なる Site-A と Site-B(No.1)を比較すると，EL-2.0m のリバウンド変位 はSite-B(No.1)の方が約 1/10 と小さく，Site-B(No.1)の EL-2.0m～-7.0m 間のひずみは Site-A の約 30%である。 逆打ち工法で掘削深度が異なるSite-B の No.1 と No.2 を比較すると，EL-2.0m のリバウンド変位は，躯体重 量に対する排土重量の比が大きい No.2 の方が大きい。 図６に，それぞれ表１にまとめた時点における鉛直 変位および鉛直ひずみの深度分布を示す。 同図（１）によると，順打ち工事のSite-A は地中深 くからリバウンドが生じている。一方，逆打ち工事の Site-B は最終床付け面から構真柱杭先端（EL-5.0m）の 間で集中してリバウンドが生じ，それ以深ではほとん ど生じていない。 同図（２）によると，Site-A は全区間（EL-60.0m 以 浅）で150μ 以上の引張ひずみが生じている。Site-B は 掘削底面近傍では Site-A よりも小さく，No.1 では EL -2.0m～-5.0m 間に，No.2 では EL-2.0m～-12.0m 間にの み集中して引張ひずみが生じている。 6. 掘削地盤のヤング率 図７は， Site-A および Site-B において，層別沈下計 の実測リバウンド量に基づいた解析（三次元有限要素 法，以下，フィッティング解析と定義）をした際に用 いた解析モデルであり，地盤および構真柱杭をソリッ ド要素でモデル化した。解析モデルの側方境界は掘削 平面の幅以上離れた位置とし，鉛直方向に移動可能な ローラー境界とした。また，底面境界は層別沈下計の 最深部アンカー深度（EL-60.0m）とし，水平方向に移 動可能なローラー境界とした。 荷重は各STEP において，両 Site 共に実際の掘削地 盤を再現するように排土荷重を上向きに作用させ， Site-A は最終床付け面に躯体荷重を下向きに，Site-B は構真柱杭先端面に設計構真柱軸力を下向きに作用さ せた。Site-A および Site-B の各 STEP におけるリバウ ンド計測位置近傍の荷重条件は表２に，地盤掘削前の ボーリング調査による PS 検層より求めた地盤の諸定 数（初期ヤング率EPS，ポアソン比ν）は図２中にそれ ぞれ示している。 Site-A では，介在する細砂層などによる土丹層の局 部的な不均質性の影響を排除する目的で，EL-2.0m～ -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 最 終 床 付 け 面 E L( m ) 鉛 直 変 位 （mm） -100 0 100 200 300 400 500 600 鉛 直 ひ ず みεＶ（μ） Site-A Site-B 順 打 ち 工 法 逆 打 ち 工 法 平 面 約 115m×140m 約 200m×55m 最 大 掘 削 深 度 約 22.5m 約 40m 建 物 階 数 地 上 16階 ･地 下 2階 地 上 34階 ･地 下 4階 多 摩 川 流 域 の 沖 積 低 地 土 質 N値 せ ん 断 波 速 度 560～660（m/s） 530～550（m/s） 層 別 沈 下 計 層 別 沈 下 計 コ ア セ ン サ ー 計 設 地 山 の 手 台 地 地 下 施 工 方 法 リ バ ウ ン ド 計 測 手 法 用 途 複 合 施 設 支 持 地 盤 上 総 層 群 土 丹 層 （ Kac） 50以上 規 模 現 場 名 （ 計 測 位 置 ） Site-A Site-B （ No.1） Site-B （ No.2） 地 下 施 工 法 順 打 ち 工 法 掘 削 深 さ 32m 排 土 重 量 （ kN/m2） 370 350 580 310 390 (P1) (P2) 排 土 重 量 /躯 体 重 量 - 1.1 1.5 リ バ ウ ン ド 量 （ mm） EL-2.0m 14.3 0.6 1.8 鉛 直 ひ ず み （ μ ） EL-2.0m～-7.0m 495 150 175 躯 体 重 量 （ kN/m2） 20m 逆 打 ち 工 法 -表１ 工事概要およびリバウンド計測結果の一覧 （１）工事概要の一覧 （２）リバウンド計測結果の一覧 図６ リバウンド深度分布 （１）鉛直変位 （２）鉛直ひずみ Site-A Site-B (No.2) Site-B (No.1) Site-A Site-B (No.1) Site-B (No.2)
-12.0m，EL-12.0m～-22.0m および EL-22.0m～-60.0m の3 区間を検討対象とした。なお，STEP7 は EL-2.0m ～-12.0m のみ検討対象とした。Site-B では，No.1 につ いて，EL-7.0m 以深のひずみは 1.2×10-5以下と小さか ったので，STEP2～6 の最浅区間（EL-2.0m～-7.0m） のみを検討対象とした。 フィッティング解析は，初期ヤング率（EPS）を基準 に各区間のヤング率を仮設定し，解析で得られる層別 沈下計によるリバウンド計測位置における各区間の平 均鉛直ひずみが実測鉛直ひずみεVにそれぞれ一致する ように繰返し計算を行い，全区間のεVが一致したとき の各区間のヤング率E を求めた。なお，検討対象外で ある区間の地盤初期ヤング率 EPSおよび全地層のポア ソン比ν は一定と仮定した。 図８は各Site の各 STEP における鉛直ひずみの深度 分布であり，実線はフィッティング解析の目標とした 実測値を，プロット（◇）はフィッティング解析結果 を示す。 図９は，初期ヤング率 EPSに対する解析より求めた ヤング率 E の低下割合（ヤング率比）E/EPSと鉛直ひ ずみεVの関係であり，横軸は対数表示としている。な お，同図中には，同じく土丹層を大規模に掘削する逆 打ち工事である文献 2）において，三次元有限要素法 で実施したヤング率のフィッティング解析の結果もプ ロットした。 εVが3.4×10-5（=34μ）以下の場合には E/EPS=1.0 であ り，地盤の掘削に伴い εVが増大し，E/EPSが減少して いる。 Site-B でフィッティング解析の対象外とした EL-7.0m 以深のひずみは微小ひずみの範囲にあり，土 丹層のヤング率の低下を考慮する必要はないといえる。 また，工事地点や地下施工方法による差異は見られな い。Site-A の EL-2.0m～-12.0m および Site-B の EL -2.0m～-7.0m に着目すると，排土荷重が同程度である にもかかわらず，最終床付け時において，逆打ち工法 の Site-B の方が εV は小さく，E/EPSは大きい。EL -12.0m 以深（構真柱杭の先端以深）に着目すると，順 打ち工法のSite-A は約 50%までヤング率が低下してい るが，逆打ち工法のSite-B は εVが1.2×10-5（=12μ）以 下であり，弾性変形領域（E/EPS=1.0）である。 これらより，工事計画や基礎設計を行う際に，順打 ち工法の場合には，深い深度までリバウンド変形が生 じるので，ヤング率の低下を考慮しなければならない といえる。これに対して，逆打ち工法の場合には，地 盤の掘削工事と躯体の構築が同時に進行することによ -60 -50 -40 -30 -20 -10 0
1.00E-06 1.00E-05 1.00E-04 1.00E-03 1.00E-02
最 終 床 付 け 面 E L( m ) 鉛 直 ひ ず みεV -60 -50 -40 -30 -20 -10 0
1.00E-06 1.00E-05 1.00E-04 1.00E-03 1.00E-02
最 終 床 付 け 面 E L( m ) 鉛 直 ひ ず みεV （２）Site-B 図８ フィッティング解析結果 ※圧縮ひずみ のため省略 STEP 2 1,3 45,6 図７ 解析モデル （２）Site-B （１）Site-A ▽TP+17.5m ▽TP-109.9m 360m 175m 440 345 ▽GL±0.0m ▽GL-82.5m （１）Site-A 2 STEP1 3 4 5 6,7 ※圧縮ひずみ のため省略
STEP1 STEP2 STEP3 STEP4 STEP5 STEP6 STEP7
掘 削 地 盤 深 度 GL(m) -6.5 -7.5 -9.5 -10.0 -16.6 -22.5 -22.5 排 土 重 量 (kN/m2) 125 142 177 186 309 419 419 平 均 躯 体 重 量 （ kN/m2） 掘削工事のため無し 137 表２ 荷重条件 （１）Site-A （２）Site-B
STEP1 STEP2 STEP3 STEP4 STEP5 STEP6
掘 削 地 盤 深 度 TP (m) +4.35 +0.5 -4.2 -9.9 -9.9 -9.9 排 土 重 量 (kN/m2) 89 165 247 354 354 354 躯 体 荷 重 （ P1） （ kN/m2） 79 125 230 308 320 415 ※色が境目で 地盤定数を 分けている。 ※色が境目で 地盤定数を 分けている。 1.0×10-6 1.0×10-5 1.0×10-4 1.0×10-3 1.0×10-2 1.0×10-6 1.0×10-5 1.0×10-4 1.0×10-3 1.0×10-2 2 STEP1 3,4 5 7 6 2 3 6 5 4 STEP1
新設杭 既存杭 引抜き後 埋戻し材 に置換 水平力 新設杭 自然地盤に比べ 変形係数が大きい ことが多い 杭の水平ばね 埋戻し材の変形 係数がばねに影 響する 既存杭引抜き後の 埋戻し利用の場合 充填利用の場合基礎下の空隙 空隙 フーチング 滑 る 杭 付 着 低強度の場合 地盤と共に下が る 杭 地盤 沈下 高強度の場合 杭に付着する 更なる 地盤 沈下 埋戻し材にて 空隙充填 図１ 埋戻し材の利用例と課題 U.D.C 691.328.4
流動性と自硬性を有した埋戻し材の変形特性
古垣内 靖
＊ 要 約： 流動性と自硬性を有した埋戻し材（流動化処理土等）を既存杭の引抜き処理後など杭周辺に利用する際、設計上見込んだ値よ り、強度や剛性（変形係数）が大きくなる可能性がある。このことから、本報では、埋戻し材の強度と変形係数の関係を把握す ることで、杭の設計上、埋戻し材を評価できるものと考え、低強度範囲における強度と変形係数の関係を一軸圧縮試験によって 確かめた。一方、泥水中への流動化処理土の打設において、打設後のボーリング調査を実施した。その結果、N 値のばらつきや 強度低下が認められたが、強度と変形係数との関係は保持されていることがわかった。また、流動性と自硬性を有する埋戻し材 で、スラッジ水・砂・セメント等を混合した低強度モルタルについて、セメント量をパラメータに一軸圧縮試験を行い、強度と 変形係数との関係も把握した。 ｷｰﾜｰﾄﾞ： 地盤改良，流動化処理土，変形係数，低強度，生石灰 目 次 ： 1.はじめに 4.その他の埋戻し材の変形特性 2.埋戻し材の課題 5.まとめ 3.流動化処理土(LSS)の変形特性 1. はじめに 流動性と自硬性を有した埋戻し材（流動化処理土等） は、締固めを必要としないことから狭小な空間や締固 め困難な箇所などを埋戻し・充填する際に広く利用さ れている。特に、最近では、都市部における建替え等 で既存地下躯体や既存杭の撤去後の埋戻しに流動化処 理土等が用いられている。 しかし、このような埋戻し材の利用は、杭等の設計 において精査されていることが少なく、設計値より大 きい強度や剛性（変形係数）であれば安全であると判 断していることが多い。 本報では、埋戻し材として最も多く用いられている 流動化処理土において、杭基礎等で用いられている地 盤定数を見据え低強度範囲における変形特性について 試験を行った結果と、杭の引抜き後に実際に流動化処 理土を打設した部分をボーリング調査する機会を得た のでその結果も合わせて報告する。 さらに、流動化処理土以外の埋戻し材として、スラ ッジ水をベースにした低強度のモルタルや生石灰によ る地盤改良の強度と変形係数との関係を試験したので 報告する。 2. 埋戻し材の課題 図１に流動性と自硬性を有する埋戻し材の杭基礎で の利用例を示す。一般の埋戻し材(東京都建設局標準仕 様「主に道路占用掘削工事に伴う埋戻し利用」)の一軸 圧縮強度は qu=130～550kN/m2程度で、図２により変 形係数に換算するとE50 =0.15～2.0×105kN/m2となる。 この値は杭の水平力検討時の砂地盤の N 値に換算する と 20～300(E=700N kN/m2より)に相当、あるいは関 東ローム層の数倍以上で、杭頭部の地盤としてはかな り大きな値となる。 また、地盤沈下に伴う突出杭周辺の充填材としての 利用では、強度が大きいとその後圧密沈下した場合、 充填材が杭に付着し地盤と共に下がらずに、充填部の 下部に空隙が生じる可能性がある。 *建築本部 建築技術部 埋 戻 し 方 法 に よ っ て は 強 度 低 下 が 生じる るリバウンド抑制効果により，構真柱杭の先端以深の リバウンド量が非常に小さく抑えられるため，最終床 付け面から構真柱杭の先端までの限定された領域のみ でヤング率の低下を考慮すればよいといえる。 7. まとめ 本報では，大規模・大深度に地盤を掘削する順打ち 工事および逆打ち工事における掘削以深地盤のリバウ ンド計測に基づく比較検討により，以下の知見を得た。 ①順打ち工事の場合，地中深くからリバウンドが生じ る。 ②逆打ち工事の場合，リバウンドは最終床付け面から 構真柱杭の先端の間で集中して生じ，構真柱杭の先 端以深ではほとんど生じない。 ③深度が浅いほどリバウンドが大きく，ヤング率比 E/EPSは小さい。 ④工事計画や基礎設計を行う際に，地盤剛性の低下は， 順打ち工法の場合には深い深度まで考慮しなければ ならないが，逆打ち工法の場合には最終床付け面か ら構真柱杭の先端までの限定された領域のみで考慮 すればよい。 ⑤コアセンサーはリバウンドによる地盤中のひずみの 計測手法として有効である。コアセンサーを平面的 に配置することで，平面的にリバウンド挙動を捉え られる。 今後は，施工条件を考慮した合理的な基礎の設計や 先行して構築した躯体への影響を考慮した施工計画に 上記の結果を反映させたい。 参考文献 1）中沢楓太，沼上清，他 4 名:大規模な順打ち工事における土丹層のリバウンド評価，東急建設研究所報，No.36，pp.45-50，2010． 2）中沢楓太，沼上清，他 4 名:逆打ち工事のリバウンド計測に基づく土丹層ヤング率の評価，東急建設研究所報，No.35，pp.51-56， 2009． 3）谷和夫，田中悠一，他 5 名:埋設型センサーで計測されるひずみの補正に関する室内要素試験，第 40 回岩盤力学シンポジウム， pp.115-120，2009． 4）柴崎浩一郎，沼上清，他 3 名:大規模掘削工事のリバウンドによる近接鉄道高架橋への影響，第 46 回地盤工学研究発表会，pp.819-820，2011． 5）中沢楓太，沼上清，他 3 名:コアセンサーによる大深度掘削工事のリバウンド挙動計測，第 46 回地盤工学研究発表会，pp.821-822， 2011． 6）中沢楓太，沼上清，三浦正悟: 逆打ち工事における大深度掘削工事のリバウンド挙動（その１・その２），日本建築学会大会学術講 演梗概集(関東)，pp.437-440，2011． 7）中沢楓太，沼上清，他 2 名: 大規模・大深度掘削工事における上総層群土丹層のリバウンド挙動，第 41 回岩盤力学に関するシン ポジウム，pp.123-128，2012． 8）高倉望，中沢楓太，他 4 名:大深度地下空洞の埋戻しに伴う周辺岩盤のひずみ計測，第 41 回岩盤力学に関するシンポジウム， pp.101-104，2012．INHIBITORY EFFECT OF REBOUND
BY TOP DOWN CONSTRUCTION IN DEEP EXCAVATION WORKS
F.Nakazawa, K.Numakami, S.Miura
K.Shibazaki, T.Kitamura, and N.Takakura
This paper reports on the rebound behavior of foundation ground observed during two large-scale deep excavation works in silty-hard clay in kazusa group. In the case of reverse concreting excavation method, rebound displacements can hardly be seen in deep ground below the pile tip. Thus, the degradation of the Young’s modulus of the ground should be taken into account for limited shallow depths above the pile tip. Moreover, the new instrumentation technique of core sensors which measures the strain distribution in the ground was found appropriate for rebound measurement.
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0
1.00E-06 1.00E-05 1.00E-04 1.00E-03 1.00E-02
ヤ ン グ 率 比 E/ EPS 鉛 直 ひ ず みεV 図９ ヤング率比E/EPS～鉛直ひずみεV Site-A EL-2.0m～-12.0m 文献2） EL-4.1m～-19.1m Site-A EL-12.0m～-22.0m Site-A EL-22.0m～-60.0m Site-B EL-2.0m～-7.0m ※Site-B の STEP1 および EL-7.0m 以深の ひずみレベル の範囲 1.0×10-6 1.0×10-5 1.0×10-4 1.0×10-3 1.0×10-2 東急建設技術研究所報No.37
