節杭を用いたプレボーリング拡大根固め工法での杭先端の設置位置（根固め部の破壊を考慮したＦＥＭによる検討）
杭 先端支持力 有限要素法

正会員
同〇小椋 仁志*山崎 雅弘**型）と 0.5ｍ（離間型）
１．はじめに既製杭のプレボーリング工法（セメントミルク工法）が の２種類。
開発された当初は、杭先端面を掘削底に着ける（以下、着 杭体の定数：等方弾性体底型）が基本であった。その後開発されたプレボーリング とし、Ｅ＝40000N/mm2、拡大根固め工法では、杭先端面を掘削底面から離す（以下、 ν＝0.20。
離間型）のが一般的になった。これは、軸力を杭先端面か 根固め部の定数：構成
ら根固め底面全体に伝達するためには、ある程度の距離が 式は Kotsvos モデルとし、必要であると考えたためであろう。しかし、拡大根固め部 一軸圧縮強度 20N/mm2、に節杭を使った場合は節部からも軸力が伝達されるため、 Ｅ＝2000N/mm2 。
あえて離間型にする必要があるかどうかは疑問が持たれた。 杭周充填部の定数：
そこで、前報 1)では、これを軸対称 FEM によって検討し 構成式は Kotsvos モデルた。ただし、杭体と根固め部は弾性体としたため、非線形 とし、一軸圧縮強度 10性や破壊は考慮できていなかった。今回、それらを考慮し N/mm2、Ｅ＝100N/mm2 。
ただし、根固め部と杭た解析によって杭先端の設置位置を検討し、着底型の妥当
周充 填部 の Ｅは 、一 軸 圧性を検証した。本報では、この解析結果について述べる。
２． 解析の概要
縮強度の 40%時の割線係
前 報 で は 、 地 盤 を 初 期 ヤ ン グ 係 数 Ｅ ＝ 50 ､ 100 ､ 150 数が 上記 の 値と なる よ う
N/mm2 (3 種類)の完全弾塑性体（破壊規準：モール・クー に補 正係 数 を乗 じた 。 νロン）、杭体は E＝40000N/mm2、ポアソン比ν＝0.2 の弾 は応 力状 態 によ って 異 な性体、根固め材はＥ=2000、20000N/mm2 (2 種類)、ν＝0.2 るが、おおよそ 0.14 となの弾性体として、離間型と着底型での地盤に生ずる応力の る。
違いを軸対称ＦＥＭによって検討した。その結果、①両者 地盤定数：杭先端位置を図−１ メッシュ割りとも鉛直応力σz は杭体から根固め部を介して地盤にスム GL‑40m、水中単位体積重3（着底型）ーズに伝わっている。②せん断応力τrz は、着底型では主 量を 8kN/m とすると、解に最下端節部から、離間型では最下端節部と杭先端から根 析モデル地盤上面の鉛直2固め部へ伝わっている。両者とも、根固め部の角部付近に 有効応力は 296kN/m となる。地盤の初期応力は、これと接する地盤には大きなτrz が生じており、根固め部は杭体 釣り合うように設定した（静止土圧係数 Ko=1.0）。構成方2)の一部のような挙動をしている。①と②より、対象とした 程式は Duncan 等のモデルを採用 した。砂地盤を想定して粘着力は c=0 とした。内部摩擦角φと剛性 K は、N 値
杭径や掘削径（後述）の範囲では、着底型も離間型(0.5m)
が 20、40、60 の３種類の地盤で杭先端沈下量が節部径のも地盤に生ずる応力には差がないものと結論づけられた。
しかし、この解析では根固め部は弾性体と仮定しており、 10%に達した時に、先端抵抗が 430NAp（430 はこの工法2非線形性や破壊は考慮されていない。そこで、それらを考 の先端支持力係数(kN/m )、Ap は節部断面積）となるよう慮した解析を行って、杭先端の設置位置が杭の支持力に及 に設定した。その結果、N 値が 20、40、60 でそれぞれ、、(8000 ,43.5°)、 (9000 ,49.5°)とぼ す 影 響 を 検 討 し た 。 以 下 に 解 析 条 件 等 を 示 す が 、 (K,φ)＝( 4500, 36.5°）
Kotsvos モデルなど解析方法の詳細は文献 2),3)を参照され なった。 Duncan 等のモデルに必要な他の定数は、Rf=0.8、Kb=0.75K、 m=0.5、n=0.3 とした（記号は文献 3）参照）。
たい。
３．解析結果要素：軸対称４角形要素（ガウスポイントの積分点：４
図−２(a),(b)に、地盤のＮ値が 60 で、荷重が 430NAp点）、図−１に、着底型のメッシュ割りを示す。
＝430×60×0.82×π/4＝12960kN→13000kN 時の耐力比 2)
杭体寸法（前報と同じ）：杭径φ800mm(節部径)-φ600mmの分布を示す。(a)が着底型、(b)が離間型である。耐力比600mm(軸部径)、肉厚 90mm、節部間隔 1000mmが１になった要素は、破壊状態に至ったことになる。これ
根固め部寸法（前報と同じ）：外径φ1050mm（ただし、掘らの図には、根固め部と杭周充填部の変形と耐力比を示し、削底から上方 0.25m まではφ850mm）。位置は掘削底〜杭杭体と地盤は変形のみを示している。
先端より２ｍ上方。掘削底と杭先端との距離は０ｍ（着底Nodular Pile Toe Position in Enlarged Base of Pre-boring and GroutingMethod (Study by FEM Analysis Considering Fracture of Enlarged Base)

OGURA Hitoshi and YAMAZAKI

Masahiro着底型：弾性

着底型：破壊考慮

離間型：弾性離間型：破壊考慮

20000

荷重（ｋN)

15000
10000
5000
0020
図−３406080
変位量(mm)100120荷重−変位量関係

耐力比の凡例(a)着底型
図−２(b)離間型(0.5m)
耐力比の分布（13000kN 時）

図−２の根固め部を見ると、着底型、離間型とも最下端節部の下方で杭体と根固め部の境界付近を中心に破壊域が現れているが、離間型では杭先端から下方の部分まで破壊が進行し、破壊域が広く分布していることが分かる。
図−３は、荷重−変位量関係を比較したものである。この図から、次のことが分かる。
① 根固め部の破壊を考慮していない「弾性」では、地盤から決まる支持力は、離間型の方が着底型より少し大きい。
② しかし、根固め部の破壊を考慮すると、離間型の方が根固め部の破壊が進行しやすいため、支持力は着(a)着底型(14160kN)(b)離間型(13160kN)
底型よりも小さくなる。
図−４ 耐力比の分布（極限時）
図−４に極限荷重時における耐力比の分布を示す。(a)の着底型では、図−２の状態から荷重が 1000kN あまり大め、着底型より冗長性が乏しくなる。したがって、着底型きくなった時に最下端節部下方・外側の根固め部が局部的に破壊状態になっている。これに対して(b)の離間型では、 は、離間型と同等以上の支持力性能を持つといえる。
参考文献
図−２の状態から荷重が少し大きくなっただけで最下端節
１）今 広人・小椋仁志・須見光二・藪内貞男：プレボー部下方の根固め部全体に破壊が広がっていることが分かる。
リング拡大根固め工法に用いる節杭の先端位置（FEM による検討）、第 40 回地盤工学研究発表会(函館)講演集、根固め部の一軸圧縮強度や地盤のＮ値が異なる場合も、pp.1539‑1540、2005.7
同じ傾向が見られている。
２）山崎雅弘・竹脇 出・長岡弘明・中村恒善：既製コンク
４．おわりにリート杭根固め部の構造耐力の施工形状依存性、構造工学論文集、Vol.41B、pp.467‑476、1995.3
本報では、根固め部の破壊を考慮した解析によって着底
３）山崎雅弘・長岡弘明：既製コンクリート杭根固め部の構型の妥当性を検証した。離間型は所定の支持力時には問題
造耐力機構,日本建築学会構造系論文集 No.491, pp.73‑
80,1997.1.
はないが、根固め部の破壊が着底型よりも早く進行するた* ジャパンパイル（株）・工博** 岡山理科大学助教授・工博JAPAN PILE Corporation、Dr.Eng.
OKAYAMA University of Science、Dr.Eng.