技術報告

プレボーリング拡大根固め工法による既製杭の引抜き抵抗
Pull-out Resistance of Precast Pile Installed by Root Enlarged and Solidified Prebored Pilling Method
小椋仁志*1、本間裕介*2、尾古健太郎*3、真鍋雅夫*4、大島

１．はじめに
平成19年6月改正の建築基準法では、塔状比が4を超える建築物については、極限鉛直支持力と極限引抜き抵抗章*5

地盤工学会基準「杭の引抜き試験方法」によるのが一般的であるが、「鉛直交番載荷試験方法」や「先端載荷試験方法によっても、引抜き抵抗は得られる。

が、終局時に建築物に作用する押込み荷重と引抜き荷重②日本建築学会編「建築基礎構造設計指針（2001）」1）にを上回ることを確かめることが義務づけられた。また、記載された式を用いる。この式は、載荷試験のデータ

地震時の短期引抜き力や、擁壁などに作用する長期引抜をもとに、引抜き抵抗を押込み方向の周面摩擦力に対き力を検討することも増えている。しかし、押込み方向して、砂質地盤では2/3倍、粘性土地盤では同じ値との支持力について国土交通大臣認定を受けた工法の場したものである。

合、国交省告示第1113号第六では引抜き方向の支持力に③告示第1113号第五に定められた一般工法の許容引抜きついても地盤の実況に応じて設定した支持力係数κ、λ、抵抗の算定式を準用する。この算定式は、引抜き抵抗μを用いて算定できることが示されているにもかかわらを砂質地盤、粘性土地盤ともに押込み方向の周面摩擦ず、これらを技術的に評価する性能評価は行われていな力0.8倍としたものである。なお、本告示に示されていい。このため、設計に際して必要になる引抜き抵抗の算るのは許容支持力であるが、告示解説書では、極限支定方法は設計者や建築確認機関によって異なっているの持力は短期許容支持力の3/2倍として算定することにが現状である。

なっている2）。

本報では、杭の引抜き抵抗（引抜き方向の鉛直支持力）の評価方法の考え方について検討する。また、今回、建④国土交通大臣認定式による周面摩擦力（押込み方向）に、③の低減率を乗じて求める。

築技術性能証明を取得した既製杭のプレボーリング拡大⑤性能評価機関が行っている（任意）性能認証事業によ根固め工法（Hyper-MEGA工法。以下、本工法）の引抜り引抜き抵抗に関する性能認証を取得した工法は、そき抵抗の評価方法について、その概要を紹介する。の認証された式によって求める。
以上のうち、設計時には④が比較的多いが、建築確認機

２．引抜き抵抗の算定方法の現状関や適合性判定機関によっては①や③となることもある。

国土交通大臣認定を受けた工法による杭の引抜き抵抗は、以下の方法によって算定するのが一般的である。
①杭の引抜き試験を行って求める。引抜き試験の方法は、

＊

1
2
＊
3
＊
4

OGURA Hitoshi ：ジャパンパイル㈱技術開発部、工博HONMA Yusuke ：ジャパンパイル㈱基礎設計部、博士（工学）OKO Kentaro：ジャパンパイル㈱技術開発部MANABE Masao ：日本コンクリート工業㈱取締役＊

OSHIMA Akira ：日本コンクリート工業㈱技術開発第三部＊

5３．杭の引抜き抵抗のメカニズム
一般に、引抜き抵抗は押込み時の周面摩擦力よりも小7

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さくなる。これは次の2つの要因によるものとされている。
i ）上載圧効果：杭から地盤に伝播される鉛直応力が、押込み時には地盤の上載圧を増加させるように作用するのに対し、引抜き時には逆に上載圧を減少させるように作用する。その結果、杭周面に作用する側圧（上載圧×側圧係数）も小さくなり、周面摩擦力も押込み時よりも小さくなる。
ii）ポアソン比効果：杭を引き抜くと、杭体は伸びる。
その際、ポアソン比の割合で杭体がわずかに細くなる。このため、杭周面に作用する側圧が小さくなり、

図-2

側圧係数Ｋの深さ分布（文献5）の図-11）

周面摩擦力も押込み時よりも小さくなる。
2つの要因のうち、ポアソン比効果はコンクリート系の杭の場合非常に小さいことを、平山が指摘している3）。

される。

このため、ここでは上載圧効果のみについて考える。砂ｆp＝μＫ（γＺ＋Δσz）（2）

地盤の場合、一般に杭の押込み方向の周面摩擦応力度ｆ

ｆt＝μＫ（γＺ−Δσz）（3）

は次式で表される（ここでは、地下水位は考えない）。

したがって、ｆtのｆpに対する比は（4）式になる。

ｆ＝μＫγＺ
ここに（1）μ：摩擦係数Ｋ：側圧係数ｆt／ｆp＝（γＺ−Δσz）／（γＺ＋Δσz）（4）

Δσzを定量的に求めることは難しいため、杭周に作用す

γＺ：上載圧（kN/m2）

るｆのα倍（α＝0〜1）のΔσ z ＝α×ｆと仮定する。

γ：単位体積重量（kN/m3） Ｚ：深さ（ｍ）

図-3は、（4）式において、地盤のγを17kN/m3とし、ｆと図-1は、本工法による杭の押込み試験で得られた砂地

して図-1に示したｆと深さＺの関係の回帰直線ｆ＝

4）

盤のｆとＺとの関係 である。深くなるとｆは大きくな

38.9＋7.6Ｚから算定した値を用いて求めたft／ｆpと深さる傾向は見られ、相関係数ｒは0.652となる。ｒ＝1になＺの関係である。

5）

らないのは、Ｋが一定値ではなく、図-2 のように深くなるほど小さくなる傾向があること等による。
いま、杭にｆが作用した時に地盤に付加される鉛直応力をΔσ z とすると、押込み時の上載圧はγＺ＋Δσ z 、

この図から、①αによってft/fpが大きく異なること、②深くなるほどft/ｆpは大きくなること、③GL−10ｍ以浅では深さの影響が大きいが、GL−10ｍ以深ではft/ｆpはほぼ一定値になることなどが分かる。

引抜き時の上載圧はγＺ−Δσzとなる。μやＫは荷重の

図-4は、場所打ちコンクリート杭の押込み試験と先端作用方向には影響されないとすると、押込み時の周面摩載荷試験による周面摩擦応力度を比較したものである6）。

擦力ｆpと引抜き時の周面摩擦力ｆtは（2）及び（3）式で表先端載荷試験は杭先端部に設置したジャッキで杭を押し

図-18

周面摩擦応力度ｆ〜深さＺ関係（文献4）の図-6に加筆）

図-3 （4）式によるft／ｆpと深さＺの関係

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ぼ1〜2倍の範囲で任意の値に設定できることを最大の特徴とするプレボーリング拡大根固め工法である。拡大掘削する径や長さが多様で、摩擦杭から支持杭まで幅広い用途に適用できる。ジャパンパイル（株）（ 以下、JP）と日本コンクリート工業（株）（ 以下、NC）が共同開発し、平成18年5月15日に国土交通大臣の認定を受けている（認定番号TACP-210〜215）。
本工法には、節部径が最大で1200mm（軸部径1000mm）の節杭（拡頭節杭を含む）と、節杭と継いで使用する最大杭径1200mmのPHC杭、PRC杭、SC杭、鋼管杭等のストレート杭（拡頭杭を含む）が適用できる。
根固め部との定着を図るため、下杭には必ず節杭（拡頭節杭を含む）を用いることになっている。
本工法を適用できる地盤条件等は、下記のとおりであ
図-4

押込み試験と先端載荷試験の周面摩擦応力度の比較（文献6）の図-9）る。
①杭先端地盤：砂質地盤、礫質地盤、粘土質地盤②杭周地盤：砂質地盤（礫質地盤を含む）、粘土質地盤上げるもので、ポアソン比効果の小さいコンクリート杭③最大施工深さ：先端地盤が砂質・礫質地盤では68.5ｍ

では、得られた周面摩擦力は向きが同じｆtと同等になる。

（JP）・68.0ｍ（NC）、粘土質地盤では60.0ｍ。

この論文では、ｆtは浅い位置では押込み試験の周面摩擦施工手順を図-5に、主な特徴を以下に示す。

力ｆpとほぼ同じ値になっているが、深くなるとｆpより

1）掘削孔は、通常掘削部と拡大掘削部に分けられる。

も大きくなっている。本論文はｆt/fp＞1の例ではあるが、

2）通常掘削部の径は、基準掘削径Ｄs（根固め部に位置深くなるほどｆt/ｆpが大きくなる傾向は確認できる。

する節杭の節部径Ｄo＋50mm）を原則とする。

なお、粘性土地盤の場合には、周面摩擦力は地盤の粘3）拡大掘削部の径Ｄeは、Ｄsに対して1〜2倍の範囲内着力が支配的になるため、上載圧や深さにはあまり影響で任意に設定できる（Ｄe＝ωＤs、ω：拡大比）。

されないものと考えられる。

4）拡大掘削部の長さＬeは、最小で拡大掘削部下端（ほぼ､杭先端位置）から2ｍの範囲、最長で拡大掘削部

４．本工法の周面摩擦力（押込み方向）
4．1

下端から杭長の1/2の範囲で、任意に設定できる。

施工法の概要5）拡大ヘッﾄﾞは、逆転等により拡翼する機械式と、地本工法（Hyper-MEGA工法）は、拡大倍率を杭径のほ図-5

上からの送油により拡翼する油圧式の2種類使用でき

Hyper-MEGA工法の施工手順

9GBRC Vol.34 No.2 2009.4る。

Ｌc：杭が粘性土地盤に接する長さの合計（ｍ）

6）拡大周面部は、所定の範囲でオーガーを上下反復す

γ：粘性土地盤の周面摩擦力係数

ることにより、杭周充填液と掘削土を混合撹拌してｑu：一軸圧縮強さの平均値（kN/m2）

ソイルセメント化する。Ｌeが短いときは通常掘削部

ストレート杭の場合、杭体と充填材との間ですべりがの一部でも、これを行う。杭周充填液は、通常のセ生じることがあると考えられることから、周面摩擦力はメントミルク（W/C＝100％）のほかに、膨張材を加杭径に比例する形の式とする。ｆsの算定に用いるβにえたものもある。前者を標準型、後者を膨張型と呼ついては、標準型は図-6に示す33個のデータからβ＝5.0んでいる。と、膨張型は33個のデータからβ＝8.0となる。また、

7）根固め部は、掘削底より上方に長さＬg（Ｌgは2ｍとｆcの算定に用いるγについては、標準型は図-7に示すＤeの大きい方の値）の範囲において、所定の強度の26個のデータからγ＝0.7と、膨張型は27個のデータから根固め液を注入しながら、拡翼状態で上下反復を繰

γ＝0.9となる。

り返して築造する（以上は先端地盤が砂質・礫質地盤の場合で、粘土質地盤の場合は少し異なる）。

節杭の場合は、節部の支圧により、杭体と充填材との間ですべりが生じることは考えられない。したがって、

8）杭先端は原則として掘削底に定着させる。

節杭の周面摩擦力は充填材と地盤との間の摩擦力で決ま4．2

り、充填材の外径（掘削径）に比例するものと考えられ周面摩擦力（押込み方向）

プレボーリング工法杭の周面摩擦力は、①杭体−充填る。そこで、節杭の周面摩擦力は、節部径Ｄoではなく材間の摩擦力、②充填材内のせん断耐力、③充填材−地掘削径（ここではωＤo）に比例する形の式とする。す盤間の摩擦力の三つのうち最も小さいもので決まる。本なわち、β、γの算定式にωが入ることになる。ｆsの工法では、②の充填材内のせん断耐力では決まらないよ

算定に用いるβについては、標準型は図-8に示す33個のうに、杭周充填液の強度を設定している。

データからβＮs＝（30＋5.5Ｎs）ωを満たすβと、膨張本工法の支持力式を検討するために、押込み試験と先型は51個のデータからβ＝9.5ωとなる。また、ｆcの算端載荷試験の静的載荷試験を地盤工学会基準（2002）に定に用いるγについては、標準型は図-9に示す33個のデ準拠して、北海道から鹿児島まで全国の様々な地盤で53ータからγｑu＝（20＋0.5ｑu）ωを満たすγと、膨張型件実施した。載荷試験杭に取り付けたひずみ計の測定値は38個のデータからγ＝1.0ωとなる。ただし、通常掘削から周面摩擦応力度を算定し、これを地盤定数と関係づ部分の範囲にある節杭部分は、ω＝1としてｆsやｆcをけることによって（5）及び（6）式の支持力式を作成した。

算定する。

7）

なお、詳細は文献 を参照されたい。
砂質土

なお、以上の算定式の適用範囲は、載荷試験データのＦs＝ｆsＬsＤπ （kN）
ｆs＝βＮs

粘性土（5）
2

ｆc＝γｑu地盤の場合はｑuが10kN/m2以上である。また、Ｎsが30（kN/m ）Ｆc＝ｆcＬcＤπ （kN）

範囲をもとに、砂質土地盤の場合はＮsが1以上、粘性土（6）（kN/m2）を超えるときはＮs＝30として、ｑuが200kN/m2を超えるときはｑu＝200kN/m2として、ｆsやｆcを算定する。

ここに、
Ｆs：砂質土地盤の周面摩擦力（kN）
ｆs：砂質土地盤の周面摩擦応力度（kN/m2）
Ｌs：杭が砂質土地盤に接する長さの合計（ｍ）
Ｄ：杭径（節杭の場合は節部径）（ｍ）
β：砂質土地盤の周面摩擦力係数
Ｎs：砂質土地盤の平均Ｎ値
Ｆc：粘性土地盤の周面摩擦力（kN）
ｆc：粘性土地盤の周面摩擦応力度（kN/m2）
図-610ｆs〜Ns 関係（ストレート杭）図-7ｆc〜ｑu 関係（ストレート杭）GBRC Vol.34 No.2 2009.4

割れが発生しないように、原則としてSC杭を用いている（節杭はSC杭に鋼製の節部を溶接）。杭先端部分にも根固め液ではなく杭周充填液を注入している。
一方、表-1に示した押込み試験には、4.2節で示した押込み方向のβ、γの算定にも用いた試験も含まれている。新たに行った試験では反力装置の容量を低減するために、杭先端部分にも根固め液ではなく杭周充填液を注入して先端支持力を低減している。また、先端抵抗が生じないようにした治具を取り付けた試験杭もある。
図-8ｆs /ω〜Ｎs関係（節杭）図-9ｆc /ω〜ｑu関係（節杭）図-10（ a）〜（h）
は、同じ場所で行った押込み試
験と引抜き試験によって得られた周面摩擦力Ｐf

５．押込み方向と引抜き方向の比較載荷試験〜杭頭変位量Ｓoを比較したものである。Ｐfは、杭頭荷引抜き抵抗は、第2章で述べた建築基礎構造設計指針

重から、杭先端荷重（ストレート杭では杭先端に最も近や告示1113号のように、押込み方向の周面摩擦力に対すいひずみゲージ位置の軸力、節杭の場合は最下端節部下る割合で評価するのが合理的と考えられる。そこで、今面位置での軸力）を差し引いて求めている。図-10では、回、押込み方向と引抜き方向を比較した鉛直載荷試験を（b）を除いて引抜き時のＰfが押込み時よりも小さくなっ多数行って、その結果から、4.2節で示した押込み方向のており、第3章で述べたことが確認できる。

β、γに対する比（低減率）を検討し、本工法の引抜き方向の支持力算定式を作成することとした。

次に、杭に取り付けたひずみ計の値から各断面の軸方向力を求め、各区間の軸力差をその区間の杭周面積Ａiで押込み試験と引抜き試験は、両者を比較できるように除して、区間周面摩擦応力度ｆiを算定する。Ａiの計算

同じ条件（地盤、杭種（ストレート杭、節杭）、杭径、に用いる杭径は、節杭（拡頭節杭を含む）の場合は節部杭周充填材）の杭に対して、表-1に示す全国4ヶ所の地径Ｄo、ストレート杭の場合は杭径Ｄである。なお、区盤で2対ずつ地盤工学会基準にしたがって行っている。
また、ひずみ計を同じ位置に設置し、同じ区間の周面摩擦力を測定した。8件の引抜き試験に用いた杭の杭径はφ400〜φ1200（節杭はφ4440-300〜φ1200-1000）、杭長（施工長）はGL-4〜10ｍ、拡大比は1.0〜2.0、杭周充填材は標準型と膨張型と、最大施工長さを除いて前章で述べた認定の範囲を満たしている。試験に用いた杭は、ひび
表-1載荷試験の一覧表

図-10 周面摩擦抵抗〜杭頭変位量関係の比較

11

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図-10

周面摩擦抵抗〜杭頭変位量関係の比較間内に通常掘削部から拡大掘削部に変わる部分を含む場き方向の比を検討する。ｆiには、図-10の各図に示した合は、その部分の引抜き抵抗には支圧抵抗も作用していＰfが、先端変位量が杭径の1/10までの範囲で最大になっるものと考えられる。しかし、試験データには他区間とた時点（第2限界抵抗力）での値を採用している。各区顕著な差は見られなかった。これは、杭周充填材の強度間のｆiの最大値を採用する考え方もあるが、それらの合が低いことから、支圧抵抗は小さいためであろう。した計が杭全体のＰfを上回ることもあることから、ここではがって、拡大掘削部に変わる部分を含む区間も他区間と参考値にとどめることとした。なお、杭周充填液を膨張同様に扱っている。図-11に、ｆiと区間平均変位量Ｓiと型とした節杭のデータがないことから、比較するβ、γの関係の一例を示す。には標準型の値を用いている。

得られたｆiの値から、押込み方向のｆiに対する引抜６．砂質地盤の引抜き方向の周面摩擦応力度
第5章で得られたｆiのうち周辺地盤が砂質土の32組のデータについて、押込み方向と引抜き方向の周面摩擦応力度を対比して、引抜き方向の周面摩擦応力度を検討する。図-12は、ｆst（砂質土の引抜き方向のｆi）と押込み方向のｆiの相関図である。両者の比η（引抜き／押込み）は0.342〜2.464の範囲（平均0.859）となっている。
また、参考として、各区間のｆiの最大値で検討すると、ηは0.469〜1.496の範囲（平均0.819）となる。図-13は、ｆstと4.2節で述べた標準型のβから算定した周面摩擦応力度の相関図である。両者の比は、0.806〜2.334の範囲
図-11 ひずみ計各区間の周面摩擦応力度〜変位量関係（Ｋ1Ｔ：川越市φ440-300（10m）引抜き試験）

12（平均1.215）となった。
これらの結果から、砂質地盤における引抜き方向の周GBRC Vol.34 No.2 2009.4

図-14 ｆst〜Ｎs関係（ストレート杭）図-12

ｆstと押込み方向の周面摩擦応力度の相関図

図-15

ｆst/ω〜Ｎs関係（節杭）1.342の範囲（平均0.947）となっている。また、参考として、各区間の周面摩擦応力度の最大値で検討すると、ｆt/ｆpは0.680〜1.343の範囲（平均0.953）となる。これ
図-13

ｆstとβによる周面摩擦応力度との相関図

らの値は砂質地盤よりも大きく、周面摩擦力の多くを粘着力に依存する粘土質地盤の場合は、砂質地盤よりも上

面摩擦力Ｆstは、（7）式で算定するのが妥当と考えられる。
Ｆst＝0.8βＮsＬsψ

（7）（記号は（5）式と同じ）

載圧の減少の影響が小さいことが分かる。
図-17は、ｆctと4.2節で述べた標準型のγから算定した周面摩擦応力度の相関図である。両者の比は、1.022〜係数の0.8は、ηの平均値0.859を参考にしつつ、安全側の算定式になるように、ｆstとβによる周面摩擦応力度の比の最小値0.806から設定したものである。
図-14はストレート杭のｆstと、図-15は節杭のｆst/ωと、杭周地盤のＮ値Ｎsとの関係である。ｆstやｆst/ωのデータはいずれも算定式を上回っていることから、（7）
式は安全側の値を与える算定式であることが分かる。

７．粘土質地盤の引抜き方向の周面摩擦応力度
第5章で得られたｆiのうち周辺地盤が粘土質地盤の14組のデータについて、押込み方向と引抜き方向の周面摩擦応力度を対比して、引抜き方向の周面摩擦応力度を検討する。図-16は、ｆct（粘性土の引抜き方向のｆi）と押込み方向のｆiの相関図である。両者の比ηは0.537〜

図-16 ｆctと押込み方向の周面摩擦応力度の相関図

13GBRC Vol.34 No.2 2009.4

図-18

ｆct〜ｑu関係（ストレート杭）図-17 ｆctとγによる周面摩擦応力度の相関図

1.665の範囲（平均1.282）と、前者は後者を上回っている。
これらの結果から、粘土質地盤における引抜き方向の周面摩擦力Ｆctは、（8）式で算定するのが妥当と考えられる。
Ｆct＝0.9γｑuＬcψ （kN）

図-19

（8）

ｆct/ω〜ｑu関係（節杭）（記号は（6）式と同じ）係数の0.9は、ｆctとγによる周面摩擦応力度の比の最小値は1.022であるが、ηの平均値が1を下回る0.947であることを考えて、安全側の算定式になるように決めたものである。
図-18はストレート杭のｆctと、図-19は節杭のｆct/ω

①ストレート杭（拡頭杭を含む）の部分
β＝5.0②節杭（拡頭節杭を含む）の部分
βＮs＝（30＋5.5Ｎs）ωを満たすβω：拡大比

ω＝Ｄe／Ｄs （1≦ω≦2）と、杭周地盤の一軸圧縮強さｑuとの関係である。ｆctやただし、通常掘削部の範囲はω＝1としてβを求

fct/ωのデータはいずれも算定式を上回っており、（8）式める。

は安全側値を与える算定式であることが分かる。

Ｄe：拡大掘削径（m）
Ｄs：基準掘削径

８．本工法による杭の引抜き方向の鉛直支持力
以上述べたことを基にして、本工法による杭の引抜き方向の鉛直支持力の算定方法に関して、（財）日本建築総Ｄs＝Ｄo＋50mm

Ｄo：根固め部に位置する節杭の節部外径（m）
Ｎs：基礎杭の周囲の地盤のうち砂質地盤の平均Ｎ
値

合試験所より建築技術性能証明を取得した。その算定式

ただし、Ｎsは1以上とし、Ｎs＞30はＮs＝30とすを以下にまとめる。

る。（Ｎsの算定に用いるＮ値の上限は100）8．1

引抜き方向の極限支持力

Ｌs：基礎杭がその周囲の地盤のうち砂質地盤に接引抜き方向の極限支持力Rtuは（9）式で算定する。ただする有効長さの合計（ｍ）

し、建築基準法で定められた杭材料の基準強度より定ま

γ：粘土質地盤における周面摩擦力係数

る引抜き方向の支持力を上回らないこととする。
Ｒtu＝（0.8βＮsＬs＋0.9γｑuＬc）ψ＋Ｗp （ｋN）（9）ここに、
β：砂質地盤における周面摩擦力係数
ただし、膨張型の場合でも、下記のβを用いる。
14

ただし、膨張型の場合でも、下記のγを用いる。
①ストレート杭（拡頭杭を含む）の部分
γ＝0.7②節杭（拡頭節杭を含む）の部分
γｑu＝（20＋0.5ｑu ）ωを満たすγGBRC Vol.34 No.2 2009.4

ただし、通常掘削部の範囲はω＝1としてγを求など地盤のクリープの影響が大きいと考えられるめる。

範囲は算入しない。

ｑu：基礎杭の周囲の地盤のうち粘土質地盤の一軸圧
2縮強さの平均値（kN/m ）

短期許容引抜き支持力（ｋN）
Ｒta＝2/3×（0.8βＮsＬs＋0.9γｑuＬc）ψ＋Ｗp2

た だ し 、 ｑ uは 1 0 k N / m 以 上 と し 、 ｑ u＞ 2 0 022kN/m はｑu＝200kN/m とする。

（11）
建築基準法で定められた杭材料の許容応力度より定ま

Ｌc：基礎杭がその周囲の地盤のうち粘土質地盤にる引抜き方向の支持力を超えないこととする。

8．4

接する有効長さの合計（ｍ）

適用する杭長の検討

ψ＝πＤ（Ｄ：杭径、表-1に示したように引抜き試験に用いた杭の最大施工

ただし、節杭の場合は節部の外径とする）（ｍ）

深さは10ｍである。一方、8.1節と8.3節で示した算定式は、

ψ：基礎杭の周囲の有効長さ4.1節で述べた最大施工深さの68.5ｍ（先端が粘性土の場

Ｗp：杭の有効自重 （ｋN）
なお、杭先端から拡大掘削部下端の範囲（拡大掘削を行合は60ｍ）までの杭に適用する。これは、第3章で示しわない場合は、杭先端から上方に0.4ｍの範囲）は、Ｌs

たように、砂質土の場合、引抜き抵抗と押込み方向の周とＬcに算入しない。

面摩擦力との比ft／ｆpは、深くなるほど大きくなる（18．2に近づく）ため、安全側と考えられるためである。

算定式の妥当性

算定式により求めた引抜き方向の極限支持力Ｐtcと、

図-21は、押込み試験による周面摩擦力に対する引抜引抜き試験で得られた極限支持力Ｐttの相関図を図-20にき試験による周面摩擦力の比と、深さとの関係である。

示す。すべての載荷試験でＰttはＰtcを上回っており、この図では、深くなるほど比は1に近づいていることが両者の比の平均値は1.41、両者の平均値の比では1.36とな分かる。っている。このことから、算定式は安全な引抜き方向の鉛直支持力を与える式であることが確認できる。

図-22は、図-3に図-21のデータを併記したものである。
この図から実測データに比較的近いのはα＝0.1程度であることが分かる。すなわち、杭に作用した周面摩擦力の1割程度が地盤に鉛直応力として付加されると推測される。この場合、ｆt/ｆpはＧＬ−1〜10ｍでは0.5〜0.88、ＧＬ−10ｍ以深では0.9〜0.92となっている。このことから、ｆt/ｆpが0.9以下になるGL−0〜10ｍの地盤での載荷試験結果から決められた係数（0.8）を、ｆt/ｆpが0.9以上になるGL−10〜68.5ｍの地盤に適用するのは安全側であることが確認できる。
粘性土地盤の場合は、前述のように周面摩擦力は粘着力で決まることが多いため、上載圧や深さには砂地盤ほ図-208．3

引抜き抵抗の計算値と試験値の相関図

引抜き方向の許容支持力

地盤から定まる引抜き方向の許容支持力Ｒtaは、極限支持力との関係を告示1113号第五にならって、（10）及び（11）式により算定する。
長期許容引抜き支持力（ｋN）
Ｒta＝1/3×（0.8βＮsＬs＋0.9γｑuＬc）ψ＋Ｗp（10）2

ただし、Ｌcにはｑu＜50kN/m の軟弱粘土質地盤図-21 引抜きと押込み時のfiの比と深さの関係

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GBRC Vol.34 No.2 2009.4

これは、構成される杭材の引っ張り強度のうち最も小さい値を採用することも一因である。たとえば、下杭にＰＨＣ節杭を用い、中杭にＰＲＣ杭、上杭にＳＣ杭を用いた場合は、引っ張り強度が最も小さいＰＨＣ節杭の値を「杭材料強度より定まる引抜き抵抗」とすることが多い。しかし、杭頭から作用する引抜き力は下杭の部分では非常に小さくなっており、下杭であるＰＨＣ節杭に杭頭と同等の引抜き力が作用するわけではない。したがって、これは不合理な設計方法と言えよう。実際に作用する引抜き力の深度分布を求め、杭体の引張り強度がその値以上になるような設計方法の確立が望まれる。
図-22

ft／ｆp〜ｚ関係（図-3に図-21のデータを加えたもの）

10．おわりに本報では、最近、設計で検討することが多くなった杭ど依存しない。したがって、載荷試験から決められた係の引抜き抵抗の評価方法について、（財）日本建築総合試数（0.9）を、深い地盤に適用しても差し支えない。

験所の建築技術性能証明を得た算定方法を中心に述べ

以上より、施工深さの最大値に関しては、浅い地盤で得られた係数を深い地盤に適用するのは安全側であり、設計上問題ないものと判断される。

た。
押込み方向の鉛直支持力に比べて、引抜き抵抗に関する研究は少ない。また、試験時に杭体にひび割れが入る

一方、施工深さの最小値に関しては、今回得られた係ことなどから、引抜き試験データの蓄積も少ない。また、数をより浅い施工深さの杭に適用するのは危険側になる

本報で述べた押込み方向の支持力との関係や地盤定数とおそれがある。したがって、引抜き試験で確かめられたの関係については数例の報告が見られるものの、残留引最小施工深さであるＧＬ−4ｍを、適用する施工深さの抜き抵抗の評価方法、鉛直交番荷重や動的荷重が作用し最小値とする。また、杭の全長も、引抜き試験で確かめた時の挙動などは、ほとんど検討されていない。今後、られた4ｍを最小値とする。

杭の引抜き抵抗に関しても多く研究されることを期待したい。

９．杭材料強度より定まる引抜き抵抗
前章で示した算定式は地盤から定まる引抜き抵抗であって、設計では別途杭の杭材料強度より定まる引抜き抵抗を算定して、両者の小さい方の値を採用することになる。後者の算定方法の一例としてPHC杭の場合を示す。
杭材料強度より定まる極限引抜き抵抗Ｐtu
Ｐtu＝σu×Ａp
ここに、σu：PC鋼材の引張り破断強度
Ａp：ＰＣ鋼材の断面積
杭材料強度より定まる許容引抜き抵抗Ｐta
Ｐta＝（σe＋ｆt）×Ａe
ここに、σe：有効プレストレス
ｆt：許容引張り応力度
Ａe：杭の換算断面積8.1節と8.3節に示した算定式を用いて地盤から定まる引抜き抵抗を求めた場合、既製コンクリート杭では杭材料強度より定まる引抜き抵抗の方が小さくなることが大半である。
16【参考文献】
1）日本建築学会：建築基礎構造設計指針，pp.238-249，2001.10．
2）国土交通省住宅局建築指導課他監修：2007年版建築物の構造
関係技術基準解説書，pp.405，全国官報販売協同組合，
2007.8．
3）平山英喜：鉛直荷重による杭のポアソン比効果，土木学会第48回年次学術講演会，pp.756-757，1993.9．
4）小椋仁志・小松吾郎・千種信之：プレボーリング拡大根固め工法で施工されたストレート杭と節杭の周面抵抗に関する検討，第43回地盤工学研究発表会，pp.1235-1236，2008.7．
5）小椋仁志・須見光二・後庵満丸・菅 一雅・小松吾郎：ＥＸ
ＭＡＧＡＴＯＰ工法の鉛直支持力 −プレボーリング拡大根固め工法−，GBRC，Vol.30，No.2，pp.21-30，（財）日本建築総合試験所，2005.4．
6）小椋仁志・吉福 司・山田耕三・掛川誠一・岸田英明：同一地盤で押込み試験と比較した場所打ち杭の先端載荷試験，基礎工，pp.37-40，総合土木研究所，2002.8．
7）小椋仁志・小松吾郎・真鍋雅夫・大島 章・千種信之・細田豊・須見光二・三村哲弘：既製杭のプレボーリング拡大根固め工法の拡大掘削径と鉛直支持力，GBRC，Vol.32，No.1，
pp.10-21，（財）日本建築総合試験所，2007.1．