技術報告

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
Enlarged Boring Diameter and Vertical Bearing Capacity Installed by Root Enlarged andSolidified Prebored Pilling Method of Precast Pile
小椋 仁志*1、小松 吾郎*2、真鍋 雅夫*3、大島章*4、千種 信之*5、細田

１．はじめに既製杭のプレボーリング拡大根固め工法では、根固め

豊*6、須見 光二*7、三村 哲弘*8

２．施工法の概要
2．1

適用できる杭部の径を杭径の1.1〜1.15倍に拡大することによって先端支本工法には、節部径が最大で1200mm（軸部径1000mm）

持力の増大を図っている。この拡大倍率をさらに大きくの節杭（拡頭節杭を含む）と、節杭と継いで使用する最したものが、高支持力工法と呼ばれるものである。たと大杭径1200mmのPHC杭、PRC杭、SC杭、鋼管等のスト

1）

えば、前報 で紹介したEX MEGATOP工法の拡大掘削径

レート杭（拡頭杭を含む）が適用できる。それらの組みは、基準掘削径（杭径+50mm）の約1.23倍となっている。

合わせは自由であるが、根固め部との定着を図るため、拡大倍率は、EX MEGATOP工法のように一つの値に下杭には必ず節杭（拡頭節杭を含む）を用いることにな

決まっている場合が大半である。これに対して、本報でっている。

取り上げるHyper-MEGA工法（以下、本工法と呼ぶ）は、

拡頭節杭や拡頭杭を使用して下杭の節杭よりも大きい

拡大倍率を1〜2倍の範囲の任意の値にすることができ径のストレート杭を上杭に継ぐことによって、鉛直支持る。このため拡大掘削径が多様で自由度が大きく、摩擦力に対応した大きな水平耐力が得られる。加えて、スト

杭から支持杭まで幅広い用途に適用できる。ジャパンパ

レート杭の杭材をPRC杭、鋼管杭、SC杭などの曲げ・せイル（株）（以下JP社）と日本コンクリート工業（株）（以下

ん断耐力の大きい杭を用いると、さらに大きな水平耐力

NC社）が共同開発し、平成18年3月15日に（財）日本建築を 得 る こ と が で き る 。 杭 の コ ン ク リ ー ト 強 度 F cは 、

総合試験所より性能評価を受け（GBRC建評-05-23A-002

85N/mm2（長期許容圧縮応力度24N/mm2）、105N/mm2〜004）、同年5月15日に国土交通省から建築基準法に基（同30N/mm2）および123N/mm2（同35N/mm2）の3種類

づく図書省略の認定を受けている（TACP-0210〜0215）。

が実用化されている。また、肉厚はJIS規格に準じた標準

本報は、本工法の概要と鉛直支持力について検討したも厚のほかに、肉厚を厚くした特厚杭も製造されている。

のである。特に本工法は多様な拡大掘削径を持つことか

2．2

ら、本報では載荷試験結果による先端支持力や周面摩擦力

本工法を適用できる地盤条件や最大施工深さは下記のと拡大掘削径との関係を中心に検討を加えることとする。

＊

1
2
＊
3
＊
4
＊
5
＊
6
＊
7

OGURA Hitoshi：ジャパンパイル㈱技術開発部
KOMATSU Goro：ジャパンパイル㈱技術開発部
MANABE Masao：日本コンクリート工業㈱営業・技術本部
OSHIMA Akira：日本コンクリート工業㈱技術開発部
CHIKUSA Nobuyuki：日本コンクリート工業㈱技術開発部
HOSODA Yutaka：大同コンクリート工業㈱施工技術本部
SUMI Mitsuji：㈱ジオトップ施工本部＊

MIMURA Tetsuhiro ：㈱ジオトップ施工本部

＊

8

10

地盤条件、施工深さ

とおりである。

GBRC Vol.32 No.1 2007.1

合撹拌することにより、杭周充填液をソイルセメン① 杭先端地盤：砂質地盤、礫質地盤、粘土質地盤（シト化する。この工程により、拡大周面部を築造する。

ルト質地盤を含む）② 杭周地盤：砂質地盤（礫質地盤を含む）、粘土質地④ 根固め部の築造〜掘削装置の引き上げ
根固め部の築造は、以下の方法によって行う。

盤（シルト質地盤を含む）

ａ．先端地盤が砂質地盤または礫質地盤の場合③ 最大施工深さ：先端地盤が砂質地盤や礫質地盤の場

2．3

合は68.5ｍ（JP社）・68.0ｍ（NC社）、粘土質地盤の場

掘削底より上方に拡大根固め部長さ Lg（ Lgは2ｍ

合は60.0ｍ。

とDeの大きい方の値）の範囲において、根固め液

施工手順（セメントミルク）を注入しながら、拡大周面部

図-1に本工法の施工手順を示す。以下、図の①〜⑤に同様に開翼状態で上下反復を繰り返して根固め部を築造する。

ついて説明する。

ｂ．先端地盤が粘土質地盤の場合① 杭芯合わせ〜通常掘削部の掘削
掘削芯を確認しつつ、適宜掘削液を送りながら所定

掘削底より上方にLgの範囲において、根固め液をの位置まで掘削する。通常掘削部の径は、原則とし注入しながら拡大周面部と同様に開翼状態で上下て基準掘削径Ds（下杭となる節杭の節部径＋50mm）

反復を行った後、根固め部下端で保持した状態でである。ただし、施工する上で必要な場合はD s ＋

根固め液を連続注入することによって、根固め部

50mmにできる。

を築造する。
根固め部築造後、拡大翼を閉翼して、掘削装置を引② 拡翼〜拡大掘削（杭周充填液注入）
所定の深度まで掘削後、先端部で拡大ヘッドの拡大き上げる。なお、拡大掘削を行わない場合は、②〜翼を開き、杭周充填液（セメントミルク）を注入しな④工程での拡翼作業は行わない。

がら引き上げて所定の範囲を拡大掘削する。拡大掘⑤ 杭の建て込み

削径Deは、Dsに対して1〜2倍の任意の値である（De＝鉛直性を確認しながら杭を建て込む。杭の自重によωDs 、ω：拡大比）。拡大掘削部の範囲は、最小で拡る建て込み後、回転圧入またはモンケンで圧入・軽大掘削部下端（ほぼ、杭先端位置）から2ｍの範囲、打することにより、所定の深度まで杭を沈設し定着

最長で拡大掘削部下端から杭長の1/2の範囲である。

させる。杭先端は原則として掘削底に定着させる。

なお、杭周充填液は、通常のセメントミルクのほ

これは有限要素法による検討結果 2）, 3）に基づいていかに、周面摩擦力を増大する目的で膨張材を加えたる。ただし、孔壁崩壊のおそれがある場合は、0.5ｍものもある。前者を標準型、後者を膨張型と呼ぶ。

を限度に掘削長を長くして、杭先端を掘削底から離③ 再掘削〜混合撹拌

してもよい。

所定の範囲を上下反復して杭周充填液と掘削土を混図-1

拡大ヘッドは、逆転等により開翼する機械式と、地上か

施工手順

11

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表-1

らの送油により開翼する油圧式の2種類ある。なお、ω＝載荷試験杭の一覧表

1.23時の施工手順は、EX MEGATOP工法と同じになる。
以上の施工過程で用いる機材の大半は、汎用の施工機械である。このため、施工やメンテナンスが容易で施工技能の差による影響が少なく、施工管理がしやすい。したがって、施工性が非常に良く、1日に約100〜150ｍの施工が可能である（ω＝1.23以下で機械式開翼の場合）。
プレボーリング拡大根固め工法では、杭の品質を確保するための施工管理が非常に重要になる。特に、拡大翼が確実に開いたがどうか、根固め液が確実に注入されたかどうかの確認がポイントになる。基本的な管理項目のうち、主なものを以下に示す。
・掘削モーターの電流値 → 支持層・拡大等の確認・掘削深度、杭の天端高さ
・掘削時や杭建て込み時の傾斜・注入液の量：プラントでの送り量
・注入液の質：密度（比重）管理、圧縮試験
・時間
また、電流値を一定時間ごとに積分した積分電流値や主な管理項目をリアルタイムに表示する装置 4）も、オプションとして使用されている。

３．載荷試験の概要
2002年に改訂された地盤工学会基準に準拠して、押込
み試験と先端載荷試験の静的載荷試験を、北海道から鹿児島まで全国の様々な地盤で53件実施した。試験杭の一
覧を表-1に示す。表中で先端地盤が明記されていない試
験は、性能評価基本方針の杭長や地盤条件による制約か
ら先端支持力係数αの算定には用いず、周面摩擦力の支
持力係数βやγの算定のみに用いる試験である。また、
表中の先端平均Ｎ値は、後述する算定方法による値である。表中のストレート杭の杭径は、節杭の上方にストレート杭を継いだ場合の杭径である。拡頭杭を用いて節部径よりもさらに大きい杭径にしたものもある。杭径は重保持時間は30分）とし、それ以後は大変位時の挙動を

300mmから1200mm、杭長は4ｍから68.5ｍ、先端地盤の確実に追跡できる連続載荷方式とした。杭先端沈下量が平均N値は0から64.6まで、拡大比ωは1から2まで多岐に

拡大掘削径の10％以上に達するまで載荷することを原則わたっている。試験結果の一例として、図-2に先端が礫としたが、現場の都合、反力装置の限界、杭の圧縮破壊

地盤に位置する試験杭（節杭φ500-400、ストレート杭φなどにより、10％未満で載荷を中止したものもある。な500、ω＝2.0、杭全長30m、根入れ深さ29.2m、標準型、お、文献5）には表-1中のφ1000-800mmの節杭に対して、埼玉県）の荷重〜変位量曲線を示す。

文献6）にはφ1200-1000mmの節杭に対して行った先端載荷方式は、原則として予想される第1限界抵抗力まではクリープ変形が生じる段階載荷方式（新規荷重の荷12載荷試験の概要と結果について報告しているので参照されたい。

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図-3
図-2

軸力分布図

荷重〜変位量曲線

先端抵抗力と周面摩擦力は、載荷試験杭に取り付けたひずみ計の測定値から、以下の手順で算定する。
i）測定値のバラツキと傾向を考慮して妥当と判断される値のみを採用し、それらのうち同一断面内で対称位置にある点の平均値をその杭体断面のひずみ値とする。
ii）杭頭部の①断面のひずみ値ε1と杭頭荷重Poの関係か
ら、最小自乗法によって指数関数式Po＝m・ε1n に回帰

図-4

先端抵抗力Pp〜先端変位量Sp曲線

し、定数m、nを求める。これをキャリブレーションカ
ーブとする。杭の断面剛性が上杭と異なる場合は、mの値を補正する。また、ストレート杭と節杭の継杭の場合は、ストレート杭の軸力から節杭の杭頭部のひずみ計位置の軸力を推定し、その推定値とひずみ値から
節杭用のキャリブレーションカーブを求める。
iii）各断面で得られた平均ひずみ値εiを、上記のキャリ
ブレーションカーブの式に代入して、得られた値を軸力Piとする。拡大掘削部分や根固め部分は、ソイルセ
メントの面積やヤング係数の違いによる剛性の違いも考慮する必要がある。このため、軸対称FEMにより予図-5区間周面摩擦応力度fi 〜区間変位量Si 曲線

め求めておいた剛性の増加率を用いてPiを補正する。

力を発揮するためには地盤が極限支持力状態に至るまで

iv）先端抵抗力Ppは、杭先端から2ｍ上方（根固め部のほは根固め部は破壊せずに杭体の一部として挙動することぼ上端）での軸力とし、上下のPiを内挿して求める。

が前提になる。そこで、このために必要な根固め部の強v）各断面の軸力Piから求めた各断面間の軸力の差を区間度を軸対称FEM解析によって検討する。解析は、山崎らの杭周面積A iで除して、区間周面摩擦応力度 f i を算定が埋込み杭の根固め部を解析した文献7）に示す方法をする。Aiの計算に用いる杭径は、節杭（拡頭節杭を含基本にした。要素は軸対称四辺形要素とし、根固め部はむ）では節部径Do 、ストレート杭では杭径Dとする。

Kotsovosの構成式によって非線形性や破壊を考慮してい図-3〜5に、図-2に示した試験で得られた軸力分布図、る。地盤はＮ値が20、40、60の3通りを設定し、それぞ

先端抵抗力Pp〜先端変位量Sp 曲線、fi 〜区間変位量Si曲線

れ拡大比に応じて想定した先端支持力までは地盤が先にを一例としてそれぞれ示す。

破壊しないものとした。杭径は代表径である節部径800mm、軸部径600mmを採用した。弾性係数等、他の４．先端支持力の検討

解析条件については、杭先端位置を検討した文献3）に4．1

示している。

根固め強度の設定

プレボーリング拡大根固め工法では、所定の先端支持解析結果の一例として、図-6（a）に拡大比ω＝1.25、同13

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図（b）にω＝2.0の場合の耐力比を示す。いずれも地盤の

表-2

FEMによる根固め部の必要強度

N値が60、余掘り（杭先端から掘削底までの距離）が0.5mの場合である。耐力比とは各要素に生じる応力のKotsovosの破壊基準に対する比である。耐力比が1になった要素
は破壊状態に至ったことになる。根固め部の強度は、（a）が20N/mm2、（b）が25N/mm2である。根固め部の破壊域
は、最下端節部よりも下方が主であることが分かる。
図-7は、ω＝2.0のときの先端荷重Pp〜変位量Sp曲線で

この表の値をベースに、掘削土と混合撹拌することにある。先端荷重とは、杭先端面から3ｍ上方の位置で杭よる強度低下やω＞1.25での安全性等を考慮して、注入体に与えた荷重である。この図では根固め部の強度を3する根固め液（セメントミルク）の管理強度を決め、配種類想定しているが、各強度のPp〜Sp曲線は根固め部が合（水セメント比）を決定した。その値を表-3に示す。

破壊することによって、根固め部が破壊しない弾性体モ

実際に施工した杭の根固め部のできあがり状態を確認

デルの曲線から順次離脱していくことが分かる。このPpするために、数ヵ所の現場で実際に施工した杭を掘り起〜Sp曲線から、所定の先端支持力を確保するのに必要なこして、根固め部のソイルセメントの寸法や強度を測っ

根固め部の強度を求める。表-2は、ωを1.0〜2.0間の5通ている。一例として、節部径440mm、軸部径300mm、り、N値を3通り、根固め部の強度を数通りに変えた解析

ω＝2、根入れ深さ5ｍの杭を掘り起こし、根固め部を切によって得られた根固め部の必要強度である。

断したものを写真-1に示す。中心部分には節杭の軸部断面（外径300mm、内径180mm）も見える。
根固め径は、所定の掘削径（1.0ｍ）に対して、14〜
35mm大きい値になっていた。地盤のＮ値は20以下であるため根固め液の水セメント比は85％としたが、圧縮強度は16.8〜23.0N/mm2と必要強度（8.0N/mm2）を十分に上回っていた。なお、杭周部が概ね20N/mm2以上だったのに比べて、撹拌オーガーの軸部になる中心部は
20N/mm2以下が多かった。
他の現場で掘り起こした杭や、ソイルセメント柱のコ
ア強度も、所定の寸法や強度を満足していた。
表-3

図-6

図-7

14

根固め液の配合

根固め部の耐力比の分布

先端荷重 Pp〜変位量 Sp 曲線

写真-1

掘り起こした杭の根固め部断面

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4．2

先端平均Ｎ値の算定方法

4．3−の算定方法は、基本的に本工法での杭先端平均N値N1）, 8）

はEX MEGATOP工法の方法

先端支持力の評価位置と支持力式

表-1に示した載荷試験の結果から、本工法の先端支持を用いる。すなわち、杭力を検討する。まず、載荷試験において先端沈下量Spが先端から上方2ｍ間（根固め部）の平均N値NUと、杭先端節部径Doの10％に達した時の杭頭荷重を極限支持力とすから節部径の2倍の範囲の平均N値NLとを、「重み」をつる。ただし、SpがDoの10％に至る前に試験を終了してい

けて平均する。杭先端から上方に4D（D杭径）下方に1Dる場合には、最終荷重の値を極限支持力とする。極限支間、あるいは上方に1D下方に1D間のN値を単純平均する

持力時の先端抵抗力の値（以下、先端支持力）を用いて従来の方法に比べると、合理的な算定方法と考えられる。

支持力算定式を検討する。
図-8に示すように、他のプレボーリング拡大根固め工（1）杭先端から下方の平均範囲の検討
本工法は、根固め部の径（拡大掘削径）が基準掘削径法と同様、先端支持力Ppは根固め部のほぼ上端位置（本（節部径＋50mm）の1〜2倍となる。このため、EX工法では杭先端から上方に2ｍの位置）の軸力で評価する。

MEGATOP工法のように杭先端から下方の平均範囲を杭

このため、「先端支持力」には根固め部先端面の支持力に

先端から節部径の2倍としたのでは、拡大比ωが大きい

加えて、根固め部周面の摩擦力も含んでいることになる。

場合の根固め径を考慮すると過小になる。根固め部も杭しかし、EX MEGATOP工法始め従来の支持力式は、式体の一部として作用するものと考えると、「杭先端から（3）のαには定数を与えている。すなわち両者を分離して根固め径の2倍」とするのが妥当とも思える。

おらず、支持力機構からみると不明確なものであった。
−A
P ＝αN
（3）

しかし、後述するように根固め径が基準掘削径の2倍（ω＝2）になっても、先端面（最下端節部下面位置）のpp

ここに、α：先端支持力係数（定数）支持力はω＝1の時の4倍にはなっていない。つまり、先Ap：杭の断面積（節杭では節部閉塞断面積）

端支持力は接地面積には比例しないものと考えられる。

そこで、本工法の支持力式の作成にあたっては、この

そこで、本工法では節部径Doの2倍と根固め径Deの2倍の平均をとって、「杭先端から（D o＋D e）間」を杭先端点を明確にすることを基本方針とした。
先端支持力Ppを、杭先端面の抵抗Pppと根固め部周面のから下方の平均範囲とする。

摩擦力Ppfに分ける。Pppとしては、最下端節部位置（杭先（2）「重み」の検討

端面から約0.35ｍ上方位置）での軸力を採用する。これ

表-1に示した試験のうち、杭先端が砂質地盤および礫は、最下端節部下面は上方の節部下面とは異なり杭先端

質地盤の18件について、根固め部の摩擦力が占める割合

面と同様な支持力機構になっている 9）ことと、杭先端面を求め、それを平均すると0.248となった。すなわち、根の軸力はその上方の軸力から外挿して求めることになる

固め部上端の支持力（先端支持力）のうち1/4が根固め

ため精度が悪くなることによる。したがって、Pppには杭部周面の摩擦力、約3/4が先端面＋最下端節部の支持力−は、「重み」と判断される。したがって、先端平均N値N

先端から約0.35ｍ間の周面摩擦力を含むことになる。

を3とした式（1）で求めることにする。
−
N ＝（NU＋3NL）/4

端支持力度qp、最下端節部下面支持力度qppとする。

Pp、Pppを節部閉塞断面積Apで除した値を、それぞれ先（1）

同様に、杭先端が粘土質地盤の16件についても根固め
部の摩擦力が占める割合を求めると、その平均値は0.320となる。先端支持力の1/3が根固め部周面の摩擦力、約2/3が先端面＋最下端節部の支持力となっている。したがって、−
N は「重み」を2とした式（2）で求めることとした。
−
N＝（NU＋2NL）/3（2）−
適用するN は、表-１の載荷試験の範囲から、砂質・礫−が質地盤では3以上とする。また、砂質・礫質地盤ではN−＝60とし、粘土質地盤ではN−が58.3を超
60を超える時はN−＝58.3として先端支持力を計算する。
える時はN

図-8

先端支持力Ppの評価位置

15

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本工法の先端支持力算定式の作成にあたっては、根固め径が基準掘削径に対して1〜2倍の範囲で変わることを考慮する必要がある。そこで式（3）のαを式（4）の形で表すこととし、係数 a、b、c を載荷試験データから求める。
α＝αp＋αf＝aωb＋cω

（4）

ここに、
αp：先端面（最下端節部下面）位置での支持力による支持力係数αf：根固め部の周面摩擦力による支持力係数
ω：拡大比＝De／（Do＋0.05）
De：拡大掘削径（根固め径）（ｍ）
Do：根固め部に位置する節杭の節部径（ｍ）

4．4

最下端節部下面位置での支持力

図-9（a）、（b）に、αpとωの関係を示す。（a）は先端地
盤が砂質土と礫質土の場合、（b）は粘土質地盤の場合であ−る。縦軸のα は、q をN で除した値である。
ppp

図中の一点鎖線は指数関数に最小自乗法近似した回帰曲線であり、砂質・礫質土の場合の回帰式はα p＝315.7
ω1.455となる。これから、式（4）のbには1.5を採用する。粘土質地盤の場合は、回帰式がαp＝280.5ω1.259となるため
b＝1.25とする。
根固め部先端面の支持力が根固め部の底面積に比例す
るものとすれば、b＝2になるはずである。しかし、回帰値は1.455、1.259とかなり小さい。この原因として、次の

図-9αp〜ω関係三つの要因が考えられる。
① P ppには、根固め部底面と最下端節部下面の間（約0.35ｍ）の周面摩擦力が含まれている。

Sp＝Do /10 以降の先端抵抗力の増大は砂質・礫質地盤よりも粘土質地盤の方が小さいと考えられるため、bは粘② 極限支持力は、Spが根固め径Deの10％ではなく、建土質地盤の方が2に近くなるはずであるが、実際には粘築基準法の制約から前述のように杭径（節部径）Do

土質地盤の方が小さい値となっている。Terzaghi理論にの10％に達した時の支持力で評価している。このた基づく直接基礎の単位面積あたりの支持力を求める算定

め、q ppにはS pがD o /10からD e /10になるまでの先端式では、砂質地盤の項にだけ基礎幅Bが入っている。こ

抵抗力の増大が反映されていない。

のことは、粘性土よりも砂質土の方が寸法（杭径、基礎③ 支持力は接地面積に比例しない現象（いわゆる「寸幅など）の影響が大きいことを示唆している。③の寸法
効果についても、高野のように「寸法効果は生じない」

法効果」）が生じている。
これらのうち、①についてはある程度の影響は考えらという報告11）もあるが、模型実験によるものが主でありれるものの、区間長は0.35mと小さいため大きな影響は

実大杭での報告は少なく、未だよく分かっていないのがないものと判断される。

実情である。今後も、α pとωの関係だけでなく、α pとこれに対して②の影響は非常に大きいと思われる。先端支持力を実質的に根固め径で評価しているSuper

根固め径との関係なども検討して、bが2にならない原因を検討したい。

10）

次に、式（4）のaの値を検討する。前述の手順で決めたが、本工法と同じような形で表すとb＝1.6程度に相当しbの値を使って、すべてのデータが上回るようなaの値をている。しかし、b＜2になるのは②が主因とすると、

求めると、砂質・礫質地盤では245.5、粘土地盤では219.2

KING工法は、先端支持力式でこの補正を行っている

16

GBRC Vol.32 No.1 2007.1となる。これからaはそれぞれ240、210とする。これにより、α p＝ 240 ω 1.5 およびα p＝ 210 ω 1.25が決定する。

図-9
（a）、
（b）
に、この式による曲線を併記しておく。
ここで、αpの物理的意味を検討する。根固め部の底面積がApとほぼ等しくなるω＝1の場合は、αpはそれぞれ240kN/m2、210kN/m2となる。図-10は、PppをApではな
く 根 固 め 部 底 面 積A e で 除 し た 値q pe と 杭 先 端 よ り下方（Do+De）間の平均N値NLの関係である。砂質・礫質地盤ではqpe/NL＝αpe＝200〜300、粘土質地盤では150〜250の範囲が多いことが分かる。すなわち、見かけ上はαが大きいプレボーリング拡大根固め工法でも、根固め部底面積で評価すれば従来のプレボーリング工法のαである
200kN/m2や250kN/m2と同じような値になっている。前
述のω＝１の時のαpは、これらに対応する値といえる。

図-11

4．6

根固め部の周面摩擦力度

先端支持力の算定式

4.4、4.5節をまとめると、αの算定式は式（5）、（6）と
図-10 qpe〜NL関係なる。
砂質・礫質地盤

4．5

根固め部の周面摩擦力

粘土質地盤

α＝240ω1.5＋90ω
1.25

α＝210ω ＋90ω

（5）
（6）

−を乗じた値をq から差し引いた
前節で決定したαpにNpω＝2では、砂質・礫質地盤はα＝858、粘土質地盤はものを、根固め部の周面摩擦力度とする。周面摩擦力は

α＝679となる。図-12（a）、（b）に、α〜ω関係と載荷試根固め部の周面積に比例するものと考え、周面摩擦力度−を横軸として描いたのが図をωで除した値を縦軸に、N

験データの値を示す。データはいずれも算定式を上回っ

11
（a）、
（b）
である。両者の関係の勾配が式（4）のcになるっており、本工法でω＝1.23とした場合は先端支持力の上が、その下限値は砂質・礫質地盤では98.2、粘土質地盤

からもEX MEGATOP工法に相当していることが分かる。

ている。また、EX MEGATOP工法のαもほぼ線上に乗では99.8となる。これから両地盤ともc＝90を採用する。
したがって、αf＝90ωとなる。
ここでは、根固め部の周面摩擦力度として、qpからαp−N

５．周面摩擦力の検討
5．1

杭周充填液の強度の設定を差し引いたものを採用した。これは、支持力式は原則

埋込み杭の周面摩擦力は、①杭周−充填材間の摩擦力、として全データを満足するように設定する必要があるた②充填材内のせん断耐力、③充填材−地盤間の摩擦力のめである。実際の周面摩擦力度は（q p −q pp ）であり、（qp−α −
N ）よりも小さいことに注意する必要がある。

三つのうち最も小さいもので決まる。杭周充填液の強度pの設定にあたっては、②が最も小さくならないようにす
17

GBRC Vol.32 No.1 2007.1を決めるための膨張量試験や圧縮試験、押抜き試験の概要と結果は、前報1）で詳しく述べているので参照されたい。
杭周充填液の品質管理実績では、圧縮強度は20N/mm2
前後と管理強度の2倍程度の値を示している。また、4.1
節で述べたような掘り起こし杭やソイルセメント柱から採取した供試体についても圧縮試験を行っているが、いずれも充填材に必要な圧縮強度を十分に満足していた。

5．2

杭周面摩擦力の算定式の作成

3章で述べた手順で求めた杭周面摩擦応力度 fi から、周面摩擦力の算定式を作成する。算定式は式
（7）
、
（8）
になる。
砂質土

Pfs＝fs Ls Dπ（kN）
fs＝βNs粘性土（7）2（kN/m ）

Pfc＝fc Lc Dπ（kN）
fc＝γqu（8）2（kN/m ）

ここに、Pfs：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
Pfc ：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）
Lc ：杭が粘性土地盤に接する長さの合計（ｍ）
図-12

α〜ω関係

γ ：粘性土地盤の周面摩擦力係数

る必要がある。そこで、まず、充填材（ソイルセメント）qu ：一軸圧縮強さの平均値（kN/m2）のせん断強度が想定した周面摩擦力の最大値（0.24

表-1に示した載荷試験のデータを用いて、本工法の周22N/mm ：標準型・粘性土〜0.57N/mm ：膨張型・砂質

面摩擦力を検討する。4.3節で述べた極限支持力時におけ土）を満足するように設定し、文献12）に示された式をる周面摩擦応力度の値を用いて算定式を検討する。算定用いて充填材の圧縮強度を計算すると0.86〜2.04 N/mm2式は性能評価基本方針に則り、データの下限値と、デーとなる。

タの平均値（回帰直線）から1.06σ（σ：標準偏差）を次に、掘削土と混合撹拌することによる強度低下を考慮して、杭周充填液（セメントミルク）の必要圧縮強度2を求めると6.75〜8.9N/mm となる。これから、杭周充填液
2低減した値（超過確率85.5％）のうちの大きい方の式を採用した。
また、算定式の適用範囲は載荷試験データの範囲をもの管理強度は10N/mm に設定した。配合は、この管理強とに、砂質土地盤の場合はN sが1以上、粘性土地盤の場

度を満足するように以下のとおりとした。

合はquが10N/mm2以上とする。ただし、Nsが30を超える

標準型

水セメント比混合比

膨張型

充填液容積：撹拌対象土＝1：2

水粉体比

W/（C+K）＝85％（K：膨張材）

膨張材置換率
混合比

W/C＝100％

ときはqu＝200kN/m2として fcを算定する。

5．3

ストレート杭の周面摩擦力

K/（C＋K）＝6〜9％

ストレート杭のみの載荷試験では、杭体と充填材との充填液容積：撹拌対象土＝1：3

間ですべりが生じているのが観察されることがある。ま

膨張材には無水石膏か二水石膏を用いるが、その配合
18

ときはNs＝30として fsを算定し、quが200kN/m2を超える

た、fi〜Si 曲線をみても、節杭の場合はSiが大きくなって

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も fi は漸増していくことが多いのに対し、ストレート杭の場合はピークに達したあと減少することが多い。これ
は、ストレート杭は上杭として用いられるため地盤の上載圧の違いが影響しているものと予想されるが、節杭とストレート杭の形状の違いも要因の一つと考えられる。
すなわち、節杭が節部の支圧抵抗のために杭体と充填材の間ですべることはないと考えられるのに対し、ストレート杭は充填材との付着が切れることによって杭体と充填材の間ですべりが生じることも考えられ、その場合にfi が減少する現象が現れるものと推測できる。
5.1節の検討で充填材はせん断破壊をおこさないと考え

図-13

fs〜Ns関係（ストレート杭・標準・砂質土）

ると、杭体と充填材との間ですべりが生じなければ、周面摩擦力は充填材と地盤との間の摩擦力で決まることになる。この場合は、周面摩擦力は充填材の外径（掘削径）に比例するはずである。しかし、杭体と充填材との間ですべりが生じることがあると、掘削径が大きくなっても必ずしも周面摩擦力は増大するとは限らない。したがって、杭体と充填材との間ですべりが生じることもあると考えられるストレート杭の周面摩擦応力度は、掘削径ではなく杭径Dで整理することにする。
なお、以下に示すデータを検討する過程で原点を通らない回帰式も検討したが、いずれも切片の値が小さかっ

図-14 fc〜qu関係（ストレート杭・標準・粘性土）

た。このため、原点を通る式になるように勾配の fs /Ns 、
fc /quの値で検討することとした。
（1）標準型（杭周充填液に膨張材を使用しない場合）
図-13に砂質地盤の fs〜Ns 関係を示す。データ数は33個である。勾配 fs /Ns の下限値は、5.0、平均−1.06σの値は4.53となった。算定式には下限値の fs ＝5.0Nsを採用する。
したがって、β＝5.0 となる。
次に、粘性土地盤の fc 〜qu 関係を図-14に示す。データ
数は26個である。勾配 fc /quの下限値は0.71、平均−1.0σの値は0.69となった。算定式は下限値をベースに f c ＝

図-15

fs〜Ns関係（ストレート杭・膨張・砂質土）

0.7 quとする。したがって、γ＝0.7 となる。
（2）膨張型（杭周充填液に膨張材を使用する場合）
図-15に砂質地盤の fs〜Ns 関係を示す。データ数は33個である。勾配 fs /Ns の下限値は8.02、平均−1.06σの値は7.42となった。算定式は下限値をベースに fs＝8.0 Ns とする。したがって、β＝8.0 となる。
次に、粘性土地盤の fc 〜qu 関係を図-16に示す。データ
数は27個である。勾配 fc/qu の下限値は0.91、平均−1.06
σの値は0.839となる。算定式には、下限値をベースに
fc＝0.9 quを採用する。したがって、γ＝0.9 となる。

図-16 fc〜qu関係（ストレート杭・膨張・粘性土）

19

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5．4

節杭の周面摩擦力

節杭の場合、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。また、載荷試験時の観察でも充填材と地盤との間ですべりが生じている。
したがって、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り、充填材の外径（掘削径）に比例するものと考えられる。そこで、節杭の周面摩擦応力度は、節部径Doではなく掘削径（ここではωDo）で整理することにする。具体的には、fs /ω〜Ns関係、fc /ω〜qu関係から fs 、
fc の算定式を求めればよい。ただし、通常掘削部分の範囲
は、データ処理や周面摩擦力の計算時にはω＝1として扱う。
（1）標準型（杭周充填液に膨張材を使用しない場合）
図-17に砂質地盤の fs /ω〜Ns関係を示す。データ数は

図-18

fc/ω〜qu関係（節杭・標準・粘性土）

図-19

fs/ω〜Ns関係（節杭・膨張・砂質土）

図-20

fc/ω〜qu関係（節杭・膨張・粘性土）

33個である。（平均−1.06σ）の式は fs /ω＝30.3＋5.50 Nsとなるため、βの算定式は式（9）とする。
βNs＝（30＋5.5 Ns ）ωを満たすβ（9）

図-17 fs /ω〜Ns関係（節杭・標準・砂質土）

次に、粘性土地盤の fc /ω〜qu関係を図-18に示す。データ数は33個である。
（平均−1.06σ）の式は f c /ω＝23.12＋0.510quとなるため、γの算定式には式（10）を採用する。
γqu＝（20＋0.5qu ）ωを満たすγ（10）（2）膨張型（杭周充填液に膨張材を使用する場合）
図-19に砂質地盤の fs /ω〜Ns関係を示す。データ数は51個である。（平均−1.06σ）の式は fs /ω＝0.09＋9.51Nsとなる。これから、βの算定式は式（11）とする。
β＝9.5ω

（11）

次に、粘性土地盤の fc /ω〜qu関係を図-20に示す。デー
タ数は37個である。（平均−1.06σ）の式は fc /ω＝0.43＋
1.012 quとなるため、γの算定式には式（12）を採用する。
20

γ＝1.0ω

（12）

膨張型の場合の算定式は、式（11）、（12）のように定数項のない原点を通る形の式になる。

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６．長期許容支持力の検討
4．と 5．の検討で決定した算定式からP p とP f を求め、安全率を3として長期許容鉛支持力Raを計算する。

からない。今後も、引き続きデータを整理して検討していきたい。
次に、Hyper-MEGA工法の実施にあたっては、確実に

図-21は、算定式による長期許容支持力Racと、載荷試支持力を発現するための入念な施工管理だけでなく、リ験で得られた長期許容支持力R at（極限支持力の1/3）とダンダンシーの乏しい1柱1杭方式に対応するための適切の相関図である。すべての載荷試験でRatはRacを上回ってな設計が要求される。すなわち、支持力の増大に伴っており、両者の比の平均値は1.44倍、両者の平均値の比で支持杭でも必要になる沈下解析、パイルキャップの適切は1.24倍となっている。このことから、申請式は安全なな設計、杭材の選択に始まる大きな水平力に対応した水

長期許容支持力を与えることが確認できる。

平抵抗・変位の検討、アスペクト比の大きい建築物で生じる引抜き力等、今まであまり問題のなかった事項にも適切に対応することが必要になる。今後とも、これらの設計に関する課題に取り組んでいく所存である。
【参考文献】
1）小椋仁志，須見光二，後庵満丸，菅 一雅，小松吾郎：EX
MEGATOP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，日本建築総合試験所，2005．
2）今 広人，小椋仁志，須見光二，藪内貞男：プレボーリング
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，pp.1539-1540，2005．

図-21 長期許容支持力の計算値と試験値の相関図

７．おわりに
ここ数年、高支持力工法と呼ばれる既製杭の工法開発が盛んになっている。この背景には、杭工事の低コスト化のために1柱1杭方式の設計が可能な工法が要請されていることがある。高支持力化の手段として多くの工法は、拡大根固め工法を基本にして、その拡大径を増大する手法が取られている。前報で紹介したEX MEGATOP工法
や本報で述べたHyper-MEGA工法も、この手法による高支持力工法の一つである。
Hyper-MEGA工法は、拡大倍率を一定値とせずに、杭径の1倍から約2倍まで任意に設定できることに特徴がある。このため、開発過程で掘削径が先端支持力や周面摩擦力に及ぼす影響に関して貴重なデータが蓄積された。
本報では、性能評価時の審査資料を中心にして、その鉛直支持力の特性と支持力算定式の作成方法について述べたが、更にデータを整理すれば本報で紹介した事項の他にも多くの興味深い事項が分かってくるものと思われる。また、本報で述べたように寸法効果など、未だ分かっていないことについても解決の糸口をつかめるかも分

3）小椋仁志，山崎雅弘：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），日本建築学会大会学術講演梗概集，構造
B−Ⅰ，pp.509-510，2006．
4）小椋仁志，飯田 努，小松吾郎：既製杭と場所打ち杭の施工・品質管理，土と基礎，Vo.54，No.6，pp.29-32，2006．
5）小椋仁志，桑山晋一，鈴木良和，山森貞樹：大口径埋込み杭の先端抵抗試験と周面抵抗試験，第40回地盤工学研究発表会，
pp.1613-1614 ，2005．
6）小椋仁志，小松吾郎，須見光二，大島 章，山森貞樹：大口
径長尺埋込み杭の先端載荷試験 −試験結果と課題−，第41回地盤工学研究発表会，pp.1561-1562，2006．
7）山崎雅弘，竹脇 出，長岡弘明，中村恒善：既製コンクリー
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．
8）小椋仁志，小林恒一：プレボーリング拡大根固め工法杭に用いた先端平均N値の算定方法，日本建築学会大会学術講演梗
概集，構造B−Ⅰ，pp.567-568，2005．
9）小椋仁志，山肩邦男，岸田英明：模型実験による節付き円筒杭の支持力特性の検討，日本建築学会構造系論文報告集，No.374， pp.87-97，1987．
10）JFEスチール㈱：最近の埋込み杭工法 Super KING工法，基礎工，Vol.31，No.9，pp.57-59，総合土木研究所，2003．
11）岸田英明，高野昭信，吉沢孝夫：砂地盤中のNon-displacementpile（埋込み杭・場所打ちコンクリート杭）先端部の荷重−
沈下量関係に杭径が与える影響，日本建築学会論文報告集，No.284，pp.17-25，1979．
12）日本建築センター：建築物のための改良地盤の設計及び品質管理指針，2002．

21