(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
貫入方向に向けて縮径するコーン部と前記コーン部の外周面に設けられ先端に向かって幅が狭くなる螺旋羽根部とを有する羽根付きコーンと、前記羽根付きコーンを下端に取り付けるロッドとを備え、前記ロッドの上部に与える載荷トルクと載荷鉛直力により前記羽根付きコーンを調査対象地盤に貫入させ、前記羽根付きコーンに作用する作用トルクと作用鉛直力に基づいて、又は前記羽根付きコーンに作用する作用トルクと作用鉛直力と前記羽根付きコーンの１回転あたりの貫入量に基づいて、前記調査対象地盤の貫入抵抗を評価することを特徴とする、地盤調査方法。
【請求項２】
前記羽根付きコーンに作用する作用トルクと作用鉛直力に基づいて前記調査対象地盤の貫入抵抗を評価する場合、
コーン貫入抵抗と標準貫入試験Ｎ値（以下Ｎ値と略す。）を下式によって評価することを特徴とする、請求項１に記載した地盤調査方法。
コーン貫入抵抗（ｑｃ）＝（ＴｂＣ２／ｒｗ’＋ＬｂＣ１）／（Ｃ１＋Ｃ２μη／Ｃ３）／（αＡｅ）
Ｎ値＝（ＴｂＣ２／ｒｗ’＋ＬｂＣ１）／（Ｃ１＋Ｃ２μη／Ｃ３）／（αβＡｅ）
Ｃ１＝ｓｉｎθ＋μｃｏｓθ、Ｃ２＝ｃｏｓθ−μｓｉｎθ、Ｃ３＝ｓｉｎω＋μｃｏｓω
Ｔｂ  羽根付きコーンに作用する作用トルク
Ｌｂ  羽根付きコーンに作用する作用鉛直力
ｒｗ’羽根摩擦抵抗トルクの等価作用半径
η  貫入摩擦抵抗トルクの等価作用半径（ｒｅ’）と羽根摩擦抵抗トルクの等価作用半径（ｒｗ’）の比
μ  地盤と羽根の摩擦係数
ω  コーン先端の中心軸からの角度
θ  羽根の等価傾斜角
Ａｅ  羽根付きコーンの等価貫入断面積
α  ｑcとRｐ（鉛直貫入抵抗）の関係から決まる係数
β  ｑcとＮ値の関係から決まる係数
【請求項３】
前記羽根付きコーンに作用する作用トルクと作用鉛直力と前記羽根付きコーンの１回転あたりの貫入量に基づいて前記調査対象地盤の貫入抵抗を評価する場合、
前記羽根付きコーンの１回転あたりの鉛直貫入量（s）が羽根ピッチ（P）と等しいか小さいとき、
前記作用トルクと前記作用鉛直力と前記羽根付きコーンの１回転あたりの貫入量から、コーン貫入抵抗とＮ値を下式によって評価することを特徴とする、請求項１に記載した地盤調査方法。
コーン貫入抵抗（ｑc）＝（2πTｂ+Lｂｓ+2πμｒｗ'Lｂ/(C2cosθ)）/（ｓ+2πμ
ｒｅ'/C3+2πμｒｗ' /(C2cosθ)）/（αAｅ）
Ｎ値＝（2πTｂ+Lｂｓ+2πμｒｗ'Lｂ/C2cosθ）/（ｓ+2πμｒｅ'/C3+2πμｒｗ' /(C2cosθ)）/（αβAｅ）
C2＝cosθ-μsinθ、C3＝sinω+μcosω
Tｂ  羽根付きコーンに作用する作用トルク
Lｂ  羽根付きコーンに作用する作用鉛直力
s  １回転当たりの鉛直貫入量
ｒｗ' 羽根摩擦抵抗トルクの等価作用半径
ｒｅ’ 貫入摩擦抵抗トルクの等価作用半径
μ  地盤と羽根の摩擦係数
ω  コーン先端の中心軸からの角度
θ  羽根の等価傾斜角
Aｅ  羽根付きコーンの等価貫入断面積
α  ｑcとRｐ（鉛直貫入抵抗）の関係から決まる係数
β  ｑcとＮ値の関係から決まる係数
【請求項４】
前記羽根付きコーンに作用する作用トルクと作用鉛直力と前記羽根付きコーンの１回転あたりの貫入量に基づいて前記調査対象地盤の貫入抵抗を評価する場合、
前記羽根付きコーンの１回転あたりの鉛直貫入量（s）が羽根ピッチ（P）より大きいとき、
前記作用トルクと前記作用鉛直力と前記羽根付きコーンの１回転あたりの貫入量から、コーン貫入抵抗とＮ値を下式によって評価することを特徴とする、請求項１に記載した地盤調査方法。
コーン貫入抵抗（ｑc）＝(2πTｂ+Lｂｓ)/(ｓ+2πμｒｅ’/C3)/（αAｅ）
N値＝(2πTｂ+Lｂｓ)/(ｓ+2πμｒｅ’/C3)/（αβAｅ）
C3＝sinω+μcosω
Tｂ  羽根付きコーンに作用する作用トルク
Lｂ  羽根付きコーンに作用する作用鉛直力
s    １回転当たりの鉛直貫入量
ｒｅ’ 貫入摩擦抵抗トルクの等価作用半径
μ  地盤と羽根の摩擦係数
ω  コーン先端の中心軸からの角度
θ  羽根の等価傾斜角
Aｅ  羽根付きコーンの等価貫入断面積
α  ｑcとRｐ（鉛直貫入抵抗力）の関係から決まる係数
β  ｑcとＮ値の関係から決まる係数
【請求項５】
請求項１〜４のいずれかに記載した地盤調査方法に用いられる前記羽根付きコーンであって、先端に向けて縮径するコーン部と、前記コーン部の外周面に設けられ先端に向かって幅が狭くなる螺旋羽根部とから構成されていることを特徴とする、羽根付きコーン。
【請求項６】
前記羽根付きコーンの羽根ピッチが、コーン最外径の０．５〜１．５倍であることを特徴とする、請求項５に記載した羽根付きコーン。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
この発明は、回転貫入に要するトルクを用いた地盤調査方法と、同地盤調査方法の実施に好適な羽根付きコーンの技術分野に属する。
【背景技術】
【０００２】
従来、地盤調査方法として、図６に概要を示した（Ａ）標準貫入試験や（Ｂ）コーン貫入試験、（Ｃ）スウェーデン式サウンディングがある。その他、（Ｄ）ロータリーサウンディングが周知であるほか、（Ｅ）回転貫入杭のトルクを用いて支持層確認をするもの等がある。
また、（Ｆ）特許第３７９８２８１号にかかる特許文献１には、「先端部に掘削羽根を備えたロッドを地盤に回転圧入するときの、回転負荷およびロッドの先端深度を連続的に測定するようにしてなる地盤調査方法において、ロッド頭部で圧入時の回転負荷を測定し、かつ逆回転して引き抜くときの回転負荷を測定することにより、ロッド軸部に作用する回転負荷を分離し、ロッド先端部に作用する回転負荷のみを算出することを特徴とする地盤調査方法」が開示されている（同特許文献１の請求項１参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特許第３７９８２８１号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
前記（Ａ）の標準貫入試験は、ボーリングする費用と時間がかかることに加えて、標準貫入試験を行うに当たり先端器具を取り換える必要があるため時間とコストがかかる。動的貫入試験であるため大型の施工機械は必要としないが、Ｎ値がハンマーの落下回数として１ｍごとにしか求められず、連続的な値ではない。また動的貫入抵抗はバラツキが大きいという問題もある。
（Ｂ）のコーン貫入試験は、静的な鉛直荷重のみによる貫入試験のため、力学的に明快な値が求められるが、大きな押し込み力が必要で深くて固い地盤の調査は不可能である。ロッドの周面摩擦が大きいため深い地盤調査も難しい。
（Ｃ）のスウェーデン式サウンディングは、コーン部に鉛直力と載荷トルクを用い、柔らかい表層地盤の調査に適するが、大きな推進力を有さず、深くて固い地盤の調査は不可能である。また貫入抵抗が回転回数などとして０．２５ｍごとにしか求められず、連続的な値ではない。
（Ｄ）のロータリーサウンディングは、載荷鉛直力と載荷トルクを用いるが、載荷鉛直力をかけた「削り貫入」であり、推進力は有さない。しかも先端形状が単純でないため、載荷鉛直力とトルクから、コーン貫入抵抗やＮ値などを評価する手段がない。しかも、コストが高く普及していない。
（Ｅ）の回転貫入杭のトルクを用いて支持層確認をするものは、地盤調査に用いるとコストが高い。しかも先端形状が単純でないため、載荷鉛直力と載荷トルクから、コーン貫入抵抗、Ｎ値など評価する手段がない。
（Ｆ）の特許文献１にかかる地盤調査方法は、貫入トルクと逆回転による引き上げトルクの差がポイントである。先端部の貫入抵抗力が大きいため、大きな載荷トルクを必要とし、施工機械が大きくなる。そのためコストが高くなり、使用できる場所が限られるといった問題点がある。【０００５】
本発明の目的は、羽根付きコーンを用いることで、小さな載荷トルクによって地盤（調査対象地盤）内に生じる羽根反力による大きな羽根推進力により、小さな載荷鉛直力でも固くて深い地盤へ貫入できるため、軽量かつ小型の施工機械で、高精度かつ迅速に地盤の貫入抵抗を連続して求めることができる低コストの地盤調査方法と羽根付きコーンを提供することにある。
また、本発明の次の目的は、前記羽根付きコーンに作用する作用トルクと作用鉛直力に基づいて、又は前記羽根付きコーンに作用する作用トルクと作用鉛直力と前記羽根付きコーンの１回転あたりの貫入量に基づいて、コーン貫入抵抗、Ｎ値を容易に評価することを可能とする地盤調査方法と羽根付きコーンを提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
上記課題を解決するための手段として、請求項１に記載した発明に係る地盤調査方法は、貫入方向に向けて縮径するコーン部２と、前記コーン部２の外周面２ａに設けられ先端４に向かって幅が狭くなる螺旋羽根部３とを有する羽根付きコーン１と、前記羽根付きコーン１を下端５に取り付けるロッド７とを備え、前記ロッド７の上部６に与える載荷トルクと載荷鉛直力により前記羽根付きコーン１を調査対象地盤９に貫入させ、前記羽根付きコーン１に作用する作用トルクと作用鉛直力に基づいて、又は前記羽根付きコーン１に作用する作用トルクと作用鉛直力と前記羽根付きコーン１の１回転あたりの貫入量に基づいて、前記調査対象地盤９の貫入抵抗を評価することを特徴とする。【０００７】
請求項２に記載した発明は、請求項１に記載した地盤調査方法において、
前記羽根付きコーン１に作用する作用トルクと作用鉛直力に基づいて前記調査対象地盤９の貫入抵抗を評価する場合、
コーン貫入抵抗と標準貫入試験Ｎ値（以下Ｎ値と略す。）を下式によって評価することを特徴とする。
コーン貫入抵抗（ｑｃ）＝（ＴｂＣ２／ｒｗ’＋ＬｂＣ１）／（Ｃ１＋Ｃ２μη／Ｃ３）／（αＡｅ）
Ｎ値＝（ＴｂＣ２／ｒｗ’＋ＬｂＣ１）／（Ｃ１＋Ｃ２μη／Ｃ３）／（αβＡｅ）
Ｃ１＝ｓｉｎθ＋μｃｏｓθ、Ｃ２＝ｃｏｓθ−μｓｉｎθ、Ｃ３＝ｓｉｎω＋μｃｏｓω
Ｔｂ  羽根付きコーンに作用する作用トルク
Ｌｂ  羽根付きコーンに作用する作用鉛直力
ｒｗ’羽根摩擦抵抗トルクの等価作用半径
η  貫入摩擦抵抗トルクの等価作用半径（ｒｅ’）と羽根摩擦抵抗トルクの等価作用半径（ｒｗ’）の比
μ  地盤と羽根の摩擦係数
ω  コーン先端の中心軸からの角度
θ  羽根の等価傾斜角
Ae  羽根付きコーンの等価貫入断面積
α  ｑｃとＲp（鉛直貫入抵抗）の関係から決まる係数
β  ｑｃとＮ値の関係から決まる係数【０００８】
請求項３に記載した発明は、請求項１に記載した地盤調査方法において、
前記羽根付きコーン１に作用する作用トルクと作用鉛直力と前記羽根付きコーン１の１回転あたりの貫入量に基づいて前記調査対象地盤９の貫入抵抗を評価する場合、
前記羽根付きコーンの１回転あたりの鉛直貫入量（s）が羽根ピッチ（P）と等しいか小さいとき、
前記作用トルクと前記作用鉛直力と前記羽根付きコーンの１回転あたりの貫入量から、コーン貫入抵抗とＮ値を下式によって評価することを特徴とする。
コーン貫入抵抗（ｑｃ）＝（2πTb+Lbｓ+2πμrw’Lb/(C2cosθ)）/（ｓ+2πμre'/C3+  2πμrw’/(C2cosθ)）/（αAe）
N値＝（2πTb+Lbｓ+2πμrw’Lb/C2cosθ）/（ｓ+2πμre'/C3+2πμrw’/(C2cosθ)）/（αβAe）
C2＝cosθ-μsinθ、C3＝sinω+μcosω
Tb  羽根付きコーンに作用する作用トルク
Lb  羽根付きコーンに作用する作用鉛直力
ｓ  １回転当たりの鉛直貫入量
ｒｗ’ 羽根摩擦抵抗トルクの等価作用半径
ｒe’ 貫入摩擦抵抗トルクの等価作用半径
μ  地盤と羽根の摩擦係数
ω  コーン先端の中心軸からの角度
θ  羽根の等価傾斜角
Ae  羽根付きコーンの等価貫入断面積
α  ｑｃとＲp（鉛直貫入抵抗）の関係から決まる係数
β  ｑｃとＮ値の関係から決まる係数【０００９】
請求項４に記載した発明は、請求項１に記載した地盤調査方法において、
前記羽根付きコーン１に作用する作用トルクと作用鉛直力と前記羽根付きコーン１の１回転あたりの貫入量に基づいて前記調査対象地盤９の貫入抵抗を評価する場合、
前記羽根付きコーンの１回転あたりの鉛直貫入量（s）が羽根ピッチ（P）より大きいとき、
前記作用トルクと前記作用鉛直力と前記羽根付きコーンの１回転あたりの貫入量から、コーン貫入抵抗とＮ値を下式によって評価することを特徴とする。
コーン貫入抵抗（ｑｃ）＝(2πTb + Lbｓ)/(ｓ+2πμre' /C3)/（αAe）
N値＝(2πTb + Lbｓ)/(ｓ+2πμre'/C3)/（αβAe）
C3＝sinω+μcosω
Tb  羽根付きコーンに作用する作用トルク
Lb  羽根付きコーンに作用する作用鉛直力
ｓ  １回転当たりの鉛直貫入量
ｒe’ 貫入摩擦抵抗トルクの等価作用半径
μ  地盤と羽根の摩擦係数
ω  コーン先端の中心軸からの角度
Ae  羽根付きコーンの等価貫入断面積
α  ｑｃとＲp（鉛直貫入抵抗力）の関係から決まる係数
β  ｑｃとＮ値の関係から決まる係数【００１０】
請求項５に記載した発明に係る羽根付きコーン１は、請求項１〜４のいずれかに記載した地盤調査方法に用いられる前記羽根付きコーンであって、先端４に向けて縮径するコーン部２と、前記コーン部２の外周面２ａに設けられ先端４に向かって幅が狭くなる螺旋羽根部３とから構成されていることを特徴とする。【００１１】
請求項６に記載した発明は、請求項５に記載した羽根付きコーン１において、前記羽根付きコーンの羽根ピッチが、コーン最外径の０．５〜１．５倍であることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１２】
本発明にかかる地盤調査方法は、先端に向かって外径が小さくなる先端コーンに先端に向かって幅が狭くなる螺旋羽根を設けた羽根付きコーンを用いるので、先端部の貫入抵抗が小さい。そのため小さな載荷トルクと載荷鉛直力で、羽根付きコーンを地盤に貫入することができる。また本形状は貫入性が良いため一回転当たり羽根ピッチ以上貫入するため、羽根付きコーンに作用する力と抵抗力のつり合いが明快となり、後述する評価式によって精度の良い地盤抵抗力（強度）を予測することが可能となる。また、先端に大きな羽根推進力があるために傾斜せずに鉛直に、深くて固い地盤への貫入が可能となる。よって、大きな押し込み力を必要としないだけでなく、直進性が高く先端位置の精度が高い貫入が可能となる。
回転によってロッド周面の地盤の強度が低下するため、ロッドに働く周面摩擦力が非常に小さくなり、効率よく載荷トルクと載荷鉛直力をロッド下端に伝達できる。したがってロッド上部の「載荷トルクと載荷鉛直力」とロッド下端の羽根付きコーンに作用する「作用トルクと作用鉛直力」の差が小さく、精度の高い先端地盤の貫入抵抗の評価が可能となる。その結果、請求項２、３、又は４記載の地盤調査方法は作用トルクと作用鉛直力を実務で用いられているコーン貫入抵抗値やＮ値に精度良く換算できる。
また、本調査方法はＮ値のような１ｍ毎の離散的データではなく、貫入抵抗に関する連続的なデータが取得できる。
請求項６記載の羽根付きコーンは羽根ピッチがコーン最外径の０．５〜１．５倍（特には０．５〜１．０倍）のときに最小のトルクになる最適形状が実現される。その結果サイズと能力が小さい施工機械で調査できるためコストダウンを図ることができると共に、狭隘な道路や敷地における地盤調査も可能となる。
また削孔せず調査ができること及び回転数を速くすることによりさらに迅速な調査ができることは大幅な調査工期の短縮を可能とする。
【図面の簡単な説明】
【００１３】
【図１】本発明の地盤調査方法の典型的な施工法を示した説明図である。
【図２】本発明の地盤調査で生じる力とトルクの説明図である。
【図３】本発明の地盤調査方法に用いる羽根付きコーンの先端形状とそれに作用する応力度及び等価作用円の説明図である。
【図４】等価円錐と等価円柱の関係、及び等価円錐に働く応力度と鉛直貫入抵抗力の関係を示した説明図である。
【図５】羽根付きコーンにおける「羽根摩擦抵抗トルクの等価作用円」上の力のつり合いを示した模式図である。
【図６】従来の地盤調査方法と本発明との比較表である。
【図７】右図は、本地盤調査より求めたqc-深度関係のグラフであり、左図は、従来のコーン貫入試験により求めたqc-深度関係のグラフである。
【図８】右図は、本地盤調査より求めたＮ値-深度関係のグラフであり、左図は、従来の標準貫入試験により求めたＮ値-深度関係のグラフである。
【図９】羽根付きコーンの作用トルクと羽根ピッチ率の関係を示したグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００１４】
本発明の地盤調査方法とその地盤調査方法に用いる羽根付きコーンの好適な実施形態を、以下図面にしたがって説明する。
【００１５】
図４に示した本実施形態の羽根付きコーンは、ロッド７（図１参照）の上部６に載荷トルクと載荷鉛直力を加えることにより、羽根付きコーン１を地盤９に貫入して行う地盤調査方法に用いられる。本実施形態の羽根付きコーンは最大コーン直径Doが４０ｍｍ、最大羽根径Dwが６０ｍｍ、全長が２０８ｍｍで、貫入方向の先端４に向けて縮径するコーン部２と、前記コーン部２の外周面２ａに、先端４に向かって幅が狭くなりつつ螺旋する羽根状に形成された螺旋羽根部３からなる構成である。その螺旋羽根部３の最適形状については後述する。なお、前記各寸法は、あくまでも一例に過ぎないことを念のため特記しておく。
【００１６】
前記羽根付きコーン１は、図１に例示したように、ロッド７の下端５に取り付けられ、前記ロッド７の上端６に施工機械８（の駆動装置）を作動させて載荷トルクと載荷鉛直力を加えることにより地盤９に回転貫入される。そのときの載荷トルクと載荷鉛直力の値に基づいて地盤９の貫入抵抗を評価することができる。
【００１７】
本調査方法において、ロッド７の上部に、「載荷トルク」と「載荷鉛直力」を与えたとき、羽根付きコーン１に、「作用トルク」、「作用鉛直力」が働く。ロッド７の周面摩擦の影響（「ロッド周面摩擦トルク」と「ロッド周面摩擦抵抗力」）が無視できる場合は、前記載荷トルクと載荷鉛直力が作用トルクと作用鉛直力である。
一方、ロッド７の周面摩擦の影響が無視できない場合は、載荷トルクと載荷鉛直力からそれぞれロッド７の周面摩擦の影響を差し引いたものが作用トルクと作用鉛直力である。前記作用トルクと作用鉛直力により羽根付きコーン１に生じる力とトルクは、「鉛直貫入抵抗力」、「貫入摩擦抵抗トルク」、「羽根推進力」、及び「羽根摩擦抵抗トルク」の４つである。
【００１８】
載荷方法は貫入量sを羽根ピッチPに等しくなるように制御する変位制御方式と載荷鉛直力を一定に制御する荷重制御方式がある。荷重制御方式の場合、一回転当たりの貫入量は下記の2ケースがある。
（１）s≦Pの場合（羽根推進力がある場合）
硬質地盤などで鉛直貫入抵抗力が作用鉛直力より大きい場合、羽根推進力が発生し、一般的には一回転あたりの貫入量は羽根ピッチと等しくなる。地盤強度が急増する（急に固くなる）場合は一回転当たりの貫入量が羽根ピッチより小さくなる場合がある。
（２）s＞Pの場合（羽根推進力がゼロの場合）
軟弱地盤などで鉛直貫入抵抗力が作用鉛直力より小さい場合、羽根推進力がゼロとなり、一回転当たりの貫入量は羽根ピッチより大きくなる。
【００１９】
以下、回転貫入時に羽根付きコーンに作用する「鉛直貫入抵抗力」、「貫入摩擦抵抗トルク」、「羽根推進力」、「羽根摩擦抵抗トルク」及びその力のつり合いについて詳述する。
（１．鉛直貫入抵抗力）
図３に示す羽根付きコーンの鉛直貫入抵抗力Rpはコーン貫入抵抗ｑcと同じ特性を有する指標であり、地盤の剛性と強度及び排土体積に高い相関がある指標と考えられる。したがって、羽根付きコーンが一回転当たり貫入量sで貫入している場合の「一回転当たりに羽根付きコーンの最大径部の羽根と軸部が排土する総体積Vw」に着目する。Vwは貫入量の違いにより以下の2式で表すことができる。
s≦Pのとき
Vw=t( rw-ro )ls/P+Aoｓ
s＞Pのとき
Vw=t( rw-ro )l+Aoｓ+Aw(s-P)
t：羽根厚さ、rw：羽根の最大半径、
ro：羽根の最大内径及びコーン軸部の最大半径、Ao：コーンの最大断面積、
l：羽根コーン軸部1回転当たりの羽根中央部の螺旋長さ（=√（P2+(2π（rw+ro）/2)2）Vwと同じ体積で高さＰの円柱を等価円柱と定義し、その断面積を等価貫入断面積Ae、その半径をreとすると、
Ae=Vw/ｓ  、  re＝√（Ae/π）
である。
先端コーンと相似で底面の半径がreである円錐を「等価円錐」とし、「等価円錐」の力のつり合いを考える。地盤中の極限平衡状態において円錐周面に作用する垂直応力（面圧）を等分布であると仮定し、その単位面積あたりの垂直応力度をppとする。鉛直貫入抵抗力Rpはppの軸方向成分と円錐周面に働く摩擦応力度μppの軸方向成分の和に等価円錐の周面積Ac（=πre2/sinω）をかけたものであるので、
Rp=pp (sinω+μcosω）Ac
=pp C3Ac      (1-1)
C3=sinω+μcosω
μ：摩擦係数、ω：コーン先端の中心軸からの角度
である。
【００２０】
（２．貫入摩擦抵抗トルク）
図３に示すように鉛直貫入に伴う回転により等価円錐の円周方向に摩擦応力度μppが生じる。等価円錐の中心軸よりｒの位置の円錐周面の微小幅drの表面積は2πr・dr/sinωであるので、その表面積に作用する摩擦力は2πr・dr/sinω・μppであり、円周方向摩擦抵抗力（摩擦力の合力）Fμpはこれを０からreまで積分した値で
Fμp =∫2πμpp/sinω rdr =πμpp re2 /sinω＝πre2 /sinωμpp＝μppAc
となる。
円周方向の貫入摩擦抵抗トルクTpは2πr・dr/sinω・μppに円錐各位置の半径rをかけた2πr2・dr/sinω・μppを０からreまで積分した値で
Tp＝∫2πμpp/sinωr2dr =2/3πμpp re3 /sinω＝2/3 reμppAc
＝2/3 re Fμp＝re’Fμp
となる。
トルクに変換するために摩擦力の合力Fμpが作用する円を等価作用円、その半径を等価作用半径と称す。上記「re’」は等価作用半径であり、断面1次極モーメントを面積で割った値（∫2πr2dr/（πre2）=2/3 re  ）でもある。
(2-1)式よりpp = Rp /( C3 Ac) であるので
Fμp=μRp / C3 （2-1)
と表すことができる。
したがって、鉛直貫入抵抗力に伴う周方向の貫入摩擦抵抗トルクTpは、
Tp =Fμpre'=μRp re' / C3   (2-2)
と表すことができる。
【００２１】
（３．羽根推進力）
羽根付きコーンが回転貫入するときにクサビ効果により羽根に作用する力は、図４に示すように、羽根の上面に直角に作用する羽根推進応力度paとその推進応力度によって発生する回転方向の羽根摩擦応力度μpaから成り、それぞれ等分布であると仮定する。
羽根推進力Pｗは、Pｗ =pa(1/cosθ) pAwで近似できる。（pAw：羽根付きコーンの羽根の投影面積の総和）
推進圧力による鉛直方向の分力（羽根推進力）や摩擦力の回転方向の分力を計算するためには羽根の円周に沿った鉛直方向の傾斜角と摩擦力の等価作用半径が必要となる。羽根がｎ周ある場合の羽根の傾斜角及びその等価作用円はその位置によって異なる。したがって、羽根付きコーンの力のつり合いを考えるとき、以下に示す等価傾斜角と等価作用半径を用いる。
【００２２】
（４．羽根摩擦抵抗トルクとその等価作用半径と等価傾斜角）
羽根推進力による摩擦力のように円周方向に働く力の等価作用半径と等価傾斜角は以下のようにして求めることができる。
羽根がｎ周ある場合の螺旋羽根の回転角がψである羽根の外径及び内径は、最大外半径をrw羽根コーン軸部の最大半径をroとすると、極座標（ｒ-ψ）を用い下記のようにあらわすことができる。
外半径：r=rwψ/(2nπ)
内半径：r=roψ/(2nπ)
回転角ψの位置の微小回転角dψの羽根の「扇台形」の微小投影面積dApwは
dApw= (1/2)(rwψ/(2nπ))2 dψ- (1/2)(roψ/(2nπ))2 dψ
=(1/2)(( rwψ/2nπ)2- (roψ/2nπ)2)dψ＝( rw2- ro2)/(8π2ｎ2 )ψ2dψ
である。微小羽根面積dAwは等価作用円上の傾斜角をδ(ψに反比例する値)とすると
dAw= d pAw /cosδ=( rw2- ro2)/(8π2ｎ2 )/cosδdψ
であるので、微小羽根面積dAwに作用する羽根摩擦応力度の円周方向分力dFwは
dFw =μpa dAwcosδ＝μpa ( rw2- ro2)/(8π2ｎ2 )/cosδcosδψ2dψ
=μpa ( rw2- ro2)/(8π2ｎ2 )ψ2dψ
である。
羽根推進力により生じる羽根摩擦応力度の円周方向の総和Fwは上式を0→2nπで積分することにより
Fw=∫μpa ( rw2- ro2)/(8π2ｎ2 )ψ2dψ =μpa ( rw2- ro2)/(8π2ｎ2 )( 8n3π3/3)
=μpa nπ( rw2- ro2) /3
となる。
外径rwψ/(2nπ)、内径roψ/(2nπ)のリングの等価作用半径rwd’は
rwd’=2((ψrw/（2nπ）)3-（ψro /（2nπ））3)/( 3(（ψrw/（2nπ））2 -(ψro/（2nπ）)2))
であるので（（補足）参照）、微小羽根面積dAwに作用する羽根摩擦抵抗トルクdTwは、
dTw=dFwrwd’=μpa ( rw2- ro2)/(8π2ｎ2 )ψ2dψ（2(（ψrw/（2nπ））3-（ψro /（2n π））3)/( 3(（ψrw/（2nπ））2-（ψro/（2nπ））2))）
=μpa ( rw2- ro2)/(8π2ｎ2 ) 2(rw3-ro 3)/ (2nπ)/( 3(rw2-ro2))ψ3dψ
=μpa  (rw3-ro 3)/(24π3ｎ3 )ψ3dψ
である。その総和である羽根摩擦抵抗トルクTwは上式を0→2nπで積分することにより、
Tw＝∫μpa  (rw3-ro 3)/(24π3ｎ3 )ψ3dψ=μpa  (rw3-ro 3)/(24π3ｎ3 )(2nπ)4/4
=μpa  (rw3-ro 3)/(24π3ｎ3 )(2nπ)4/4
=μpa nπ(rw3-ro 3) /6
である。
羽根摩擦抵抗トルクの等価作用半径rw’はTw / Fwであるので、
rw’= Tw/ Fw =(μpa nπ(rw3-ro 3) /6)/( μpa nπ( rw2- ro2) /3)
=(rw3-ro 3) /( 2( rw2- ro2) ) (4-1)
である。
本形状の場合、rw’はｎによらず一定値で、下記（補足）の（補-1）式に示すドーナツ状のリングの等価作用半径rw1’=2(rw3-ro3)/( 3(rw2-ro2))の3/4の値となる。
これより等価傾斜角θは
θ=P/（2πrw’）=P(rw2-ro2) /( π( rw3- ro3) ) (4-2)
となる。
【００２３】
＜補足＞羽根が１周のドーナツ状のリングの場合の等価作用半径
羽根を外径rw、内径roのドーナツ状のリングに円周方向に等分布摩擦応力τが作用する場合、その総和である羽根摩擦抵抗トルクの等価作用半径rw1’は
rw1’=2(rw3-ro3)/( 3(rw2-ro2)) (補-1)
である。
【００２４】
（５．力のつり合い）
羽根ピッチ通りに貫入している場合の羽根付きコーンに作用するトルクと力のつり合いを、等価作用半径がrw’、等価傾斜角がθである螺旋羽根モデルの等価作用円上の力のつり合いに変換して検討する。
図４に示すように「羽根摩擦抵抗トルクの等価作用円」の円周方向をΨ軸とする。図５はΨ軸を水平（ｘ）方向とし、ロッド摩擦を無視した場合の鉛直（Z軸）方向と水平（Ψ軸）方向の力のつり合いを表した図である。記号の説明を以下に記す。
・Htは羽根付きコーンに作用する作用トルクTbを「等価作用円」上の水平力に置き換えた値Tb/ rw’である。
・Lbは羽根付きコーンに作用する作用鉛直力である。
・羽根推進力Pwは羽根推進応力度paの合力で、Pw=pa(1/cosθ) pAwで近似できる。
（pAw：羽根付きコーンの羽根の投影面積の総和）
・Fwは「羽根摩擦抵抗トルクの等価作用円」に作用する羽根摩擦抵抗力μPwで羽根推進力により生じる羽根摩擦応力度の円周方向分力の総和である。
・Rpは鉛直貫入抵抗力である。
・ηは貫入摩擦抵抗トルクの等価作用半径（ｒe’）と羽根摩擦抵抗トルクの等価作用半径（ｒw’）の比である。
・Fpは鉛直貫入抵抗によって発生する円周方向の貫入摩擦抵抗力Fμpを羽根摩擦抵抗力Fwの等価作用半径rw’上の摩擦力に換算した値でFp=ηFμp=μηRp / C3である。
力のつり合いを以下に示す
・水平（Ψ軸）方向のつり合い
Ht= Tb /ｒw’＝μηRp/ C3+Pwsinθ+μPwcosθ (5-1)
・鉛直（Z軸）方向のつり合い
Rp=Pwcosθ+Lb-μPwsinθ (5-2)
Pwに着目すると以下を得る。
Pw=（Ht-μηRp/ C3）/（sinθ＋μcosθ） (5-3)
Pw=（Rp-Lb）/（cosθ-μsinθ）                         (5-4)
Pwを消去して、C1=sinθ＋μcosθ、C2=cosθ-μsinθと置くと、以下の関係式を得る。
Rp=（Tb C2/ｒw’+ LbC1）/（C1＋C2μη/ C3） (5-5)
羽根付きコーンの鉛直貫入抵抗力（Rp）を載荷トルク（Tb）と載荷鉛直力（Lb)で表すことができる。
【００２５】
羽根付きコーンの鉛直貫入抵抗力Rpはエネルギーのつり合いからも表すことができ以下にそれを示す。
羽根付きコーンはトルクと鉛直力を加えることにより貫入させることができる。そのとき一回転当たりの入力エネルギーEiと貫入により消費されるエネルギーEcは等しく、Ei=Ecとなる。
【００２６】
（6．一回転当たりの入力エネルギーEi）
Eiは下式で表すことができる。
Ei=Lbｓ+２πTb (6-1)
(7．一回転当たりの貫入により消費されるエネルギーEc)
Ecは下式で表すことができる。
Ec= Es + Eμ
Es：鉛直貫入により1回転当たりに消費されるエネルギー
Eμ：回転摩擦により1回転当たりに消費されるエネルギー
回転摩擦により消費されるエネルギーEμは下式で表すことができる。
Eμ=Eμp+Eμa
Eμp：回転に伴う貫入摩擦により1回転当たりに消費されるエネルギー
Eμa：回転に伴う羽根摩擦により1回転当たりに消費されるエネルギー
(7-1. 鉛直貫入により消費されるエネルギーEs )
Esは下式で表すことができる。
Es=Rps (7-1)
(7-2. 回転に伴う貫入摩擦により1回転当たりに消費されるエネルギー Eμp )
Eμpは下式で表すことができる。
Eμp=2πTp
(3-2)式よりTp=Fμpre'=μRp re' /C3なので
Eμp=2πre'μRp / C3 (7-2)
(2-3. 回転に伴う羽根摩擦により1回転当たりに消費されるエネルギーEμa )
Eμaは以下の2ケースについて考える
s≦Pのとき
回転に伴う羽根摩擦により1回転当たりに消費されるエネルギーEμaは、１回転当たりの摩擦面の変位量は２πrw’(1/cosθ)であるので
Eμa=Fw・２πrw’(1/cosθ)= 2πrw’μPw (1/cosθ)
(9)式よりPw=（Rp-Lb）/ C2なので
Eμa = 2πrw’μ(Rp-Lb)/ C2 (1/cosθ)
= 2πrw’μ(Rp-Lb)/C2 /cosθ (7-3)
s＞Pのとき
Pw=0なので、Eμa=0である。
【００２７】
（8．エネルギーのつり合い）
（8-1. s≦Pのとき）
エネルギーのつり合いEi=Ecより
Lbｓ+２πTb
=Rｐｓ+2πre'μRp / C3+2πrw’μ(Rp-Lb)/C2 /cosθ
=Rｐ（ｓ+2πre'μ / C3+2πrw’μ/ (C2 cosθ)）-2πrw’μ Lb/ C2 cosθ
上記より
Rｐ=（2πTb+Lbｓ+2πμrw’Lb/C2cosθ）/（ｓ+2πμre'/C3+2πμrw’/(C2cosθ)） (8-1)
C2＝cosθ-μsinθ、C3＝sinω+μcosω
を得る。
【００２８】
（8-2. s＞Pのとき）
エネルギーのつり合いEi=Ecより
Lbｓ+２πTb=Rｐｓ+2πμRp / C3 re'
=Rｐ(ｓ+2πμ/ C3 re')
上記より
Rｐ=(2πTb + Lbｓ)/(ｓ+2πμ re'/C3)      (8-2)
C3＝sinω+μcosω
を得る。
【００２９】
（9.N値とqcとRp）
Rpは地盤の鉛直貫入抵抗であるためコーン貫入抵抗ｑcとほぼ同じ性質のものであり、次のような関係を有すと考えられる。
Rp＝αｑc Ae (9-1)
α：ｑcとRpの関係から決まる係数、ｑc：コーン貫入抵抗
Ae：羽根付きコーンの等価貫入断面積
N値とコーン貫入抵抗には次のような関係がある。
ｑc/N＝β
N：N値、β：ｑcとN値の関係
よって、
Rp＝αβN Ae   (9-2)
となりN値とRpも関係づけることができる。
【００３０】
したがって、請求項２に記す「力のつり合い」による評価式は（９−１）式，（９−２）式と（５−５）式より、
コーン貫入抵抗（ｑｃ）＝（ＴｂＣ２／ｒｗ’＋ＬｂＣ１）／（Ｃ１＋Ｃ２μη／Ｃ３）／（αＡｅ）
Ｎ値＝（ＴｂＣ２／ｒｗ’＋ＬｂＣ１）／（Ｃ１＋Ｃ２μη／Ｃ３）／（αβＡｅ）
Ｃ１＝ｓｉｎθ＋μｃｏｓθ、Ｃ２＝ｃｏｓθ−μｓｉｎθ、Ｃ３＝ｓｉｎω＋μｃｏｓω
となる。
【００３１】
請求項３に記す「エネルギーのつり合い」による評価式は（９−１）式，（９−２）式と（８−１）式より
１回転あたりの鉛直貫入量（ｓ）が羽根ピッチ（Ｐ）と等しい場合（請求項３記載の発明）
コーン貫入抵抗（ｑｃ）＝（２πＴｂ＋Ｌｂｓ＋２πμｒｗ’Ｌｂ／（Ｃ２ｃｏｓθ））／（ｓ＋２πμｒｅ’／Ｃ３＋２πμ  ｒｗ’／（Ｃ２ｃｏｓθ））／（αＡｅ）
Ｎ値＝（２πＴｂ＋Ｌｂｓ＋２πμｒｗ’Ｌｂ／Ｃ２ｃｏｓθ）／（ｓ＋２πμｒｅ’／Ｃ３＋２πμｒｗ’／（Ｃ２ｃｏｓθ））／（αβＡｅ）
Ｃ２＝ｃｏｓθ−μｓｉｎθ、Ｃ３＝ｓｉｎω＋μｃｏｓω
請求項４に記す「エネルギーのつり合い」による評価式は（９−１）式，（９−２）式と（８−２）式より
１回転あたりの鉛直貫入量（ｓ）が羽根ピッチ（Ｐ）より大きい場合（請求項４記載の発明）
コーン貫入抵抗（ｑｃ）＝（２πＴｂ＋Ｌｂｓ）／（ｓ＋２πμｒｅ’／Ｃ３）／（αＡｅ）
Ｎ値＝（２πＴｂ＋Ｌｂｓ）／（ｓ＋２πμｒｅ’／Ｃ３）／（αβＡｅ）
Ｃ３＝ｓｉｎω＋μｃｏｓω
となる。
【００３２】
（調査結果の例）
本調査方法で実施した調査結果の１例を図７及び図８に示す。
図７は本調査位置の近傍２か所で行ったコーン貫入試験結果（左図）とμ＝０．５、α＝１の場合の「エネルギーのつり合い」による評価式から求めたｑｃ−深度関係（右図）を示す。
図７によれば、α＝1で良い相関があることが分かる。このことはコーン貫入抵抗と羽根付きコーンの鉛直貫入抵抗Rpがほぼ同じ値であることが分かる。コーン貫入試験は深度約１7ｍで二か所とも貫入不可能となり中断したが、本調査方法は問題なく深度約２５ｍまで調査をすることができた。
【００３３】
図８に同じく近傍の標準貫入試験結果（左図）とμ＝0.5、α＝１、β＝600ｋPaの場合の「力のつり合い」による評価式より求めたＮ値-深度関係（右図）を示す。こちらもよい相関がある。β＝６００ｋPaはＮ値とqｃの相関関係に関する既往の研究結果と矛盾しない。また本発明による「Ｎ値」は図示するような連続データとして得ることができる。
【００３４】
（最適な羽根ピッチ率）
図９は、Do=48mm、Dw=60、72、96mmの３種類のケースについて、それぞれt=3、4、6mmの場合の羽根ピッチ率（P/Do）と作用トルクの関係を求めたものである。羽根ピッチ率が０．５-１．５の時、作用トルクが小さくなることから、羽根付きコーンの羽根ピッチがコーンの最大径の０．５-１．５の時、小さな作用トルクで効率よく貫入できることが分かる。
【００３５】
＜上記数式中の記号の説明＞
Ao コーンの最大径部の断面積（ロッド部の面積、最大羽根部の内面積）
Ac 等価円錐の周面積
Aｅ    羽根付きコーンの等価貫入断面積
Aｔ    ロッド面積と最大の羽根の見附（投影）面積の和
Aｗ        羽根付きコーンの羽根面積の総和
dAw      羽根付きコーンの羽根の微小面積
Apw      羽根付きコーンの羽根の投影面積の総和
dApw      羽根付きコーンの羽根の微小投影面積
Dｏ     ロッドの直径（コーンの最大径）
Dｗ     最大羽根の直径
Eｉ    １回転当たりの貫入により入力されるエネルギー
Eｃ     １回転転当たりの貫入により消費されるエネルギー
Eｓ     鉛直貫入により1回転当たりに消費されるエネルギー
Eμ     回転摩擦により1回転当たりに消費されるエネルギー
Eμｐ    回転に伴う貫入摩擦により１回転当たりに消費されるエネルギー
Eμａ    回転に伴う羽根摩擦により１回転当たりに消費されるエネルギー
Fｐ     貫入摩擦抵抗トルクTｂ（等価作用半径ｒｅ’）を羽根摩擦抵抗力Ｆｗの
等価作用半径ｒｗ’での摩擦力に換算した値
Fｗ     羽根摩擦抵抗力
dFｗ     羽根により生じる羽根摩擦応力度の円周方向分力
Fμｐ    鉛直貫入抵抗によって発生する円周方向の貫入摩擦抵抗力（摩擦力の合力）
Hｔ    羽根付きコーンに作用する作用トルクを羽根推進力の等価作用円上の水平力に置き換えた値=Tｂ／ｒｗ'
l       １回転当たりの羽根の中央部の螺旋長さ
Lｂ     作用鉛直力
N       Ｎ値
P      羽根ピッチ（羽根が１周する間にＺ方向に移動する量）
Pｗ     羽根推進力
Pa      クサビ効果により羽根上面に作用する羽根推進応力度
ｐp     貫入抵抗として円錐周面に作用する垂直応力度
ｑc         コーン貫入抵抗
ｒｏ     コーン軸部の最大半径（ロッドの半径、羽根の最大内径）
ｒｅ    羽根付きコーンの等価貫入半径
ｒｅ'    貫入摩擦抵抗トルクの等価作用半径
ｒｗ    羽根の最大半径
ｒｗ'    羽根摩擦抵抗トルクの等価作用半径
ｒｗ１'  ドーナツ状の螺旋羽根１周の場合の等価作用半径
ｒｗｄ'  外径rwψ/(2nπ)、内径roψ/(2nπ)のリングの等価作用半径
Rｐ    鉛直貫入抵抗力
s       １回転当たりの鉛直貫入量
t        羽根の平均厚さ
Tｂ     作用トルク
Tｄ     ドーナツ状の羽根1枚の場合の羽根推進力による羽根摩擦抵抗トルク
Tｐ     鉛直貫入抵抗力によって発生する貫入摩擦抵抗トルク
Tｗ     羽根推進力によって発生する羽根摩擦抵抗トルク
dTｗ    微小要素の羽根推進力によって発生する羽根摩擦抵抗トルク
Vｗ     羽根による一回転当たりの排土体積とコーンの排土体積の和
Z       鉛直方向座標軸
α      ｑcとＲｐの関係から決まる係数
β      ｑcとＮ値の関係から決まる係数
δ      羽根の微小要素の傾斜角
ψ      極座標の回転角
μ      地盤と羽根の摩擦係数
τ      円周方向の摩擦応力度
θ      羽根の等価傾斜角
ω      コーン先端の中心軸からの角度
Ψ      羽根摩擦抵抗トルクの等価作用円の円周方向の座標軸
η     貫入摩擦抵抗トルクの等価作用半径（ｒｅ'）と羽根摩擦抵抗トルクの等価作用半径（ｒｗ'）の比
【００３６】
以上に本発明の実施例を図面及び数式に基づいて説明したが、本発明は、図示例の限りではなく、その技術的思想を逸脱しない範囲において、当業者が通常に行う設計変更、応用のバリエーションの範囲を含むことを念のために言及する。
【符号の説明】
【００３７】
１      羽根付きコーン
２      コーン部
２ａ    コーン外周面
３      螺旋羽根部
４      コーン先端
５      ロッド下端
６      ロッド上部
７      ロッド
８      施工機械
９      地盤（調査対象地盤）
【要約】
小さな載荷トルクによって地盤内に生じる羽根反力による大きな羽根推進力により、小さな載荷鉛直力でも固くて深い地盤へ貫入できるため、軽量かつ小型の施工機械で、高精度かつ迅速に地盤の貫入抵抗を連続して求めることができる低コストの地盤調査方法と羽根付きコーンを提供する。
貫入方向に向けて縮径するコーン部２と、前記コーン部２の外周面２ａに設けられ先端４に向かって幅が狭くなる螺旋羽根部３とを有する羽根付きコーン１と、前記羽根付きコーン１を下端５に取り付けるロッド７とを備え、前記ロッド７の上部６に与える載荷トルクと載荷鉛直力により前記羽根付きコーン１を調査対象地盤９に貫入させ、前記羽根付きコーン１に作用する作用トルクと作用鉛直力に基づいて、又は前記羽根付きコーン１に作用する作用トルクと作用鉛直力と前記羽根付きコーン１の１回転あたりの貫入量に基づいて、前記調査対象地盤９の貫入抵抗を評価する。【図１】
0006532637.tif 000002
【図２】
0006532637.tif 000003
【図３】
0006532637.tif 000004
【図４】
0006532637.tif 000005
【図５】
0006532637.tif 000006
【図６】
0006532637.tif 000007
【図７】
0006532637.tif 000008
【図８】
0006532637.tif 000009
【図９】
0006532637.tif 000010