⼀般財団法⼈新潟県建設技術センター
令和 2 年度研究助成

報告書

狭隘敷地の地盤液状化対策技術の開発

令和 3 年 3 ⽉

⻑岡技術科学⼤学
⼤塚

悟

⽬

次

１．研究⽬的と概要 .......................................................................... 2
２．グラベルパイルによる液状化対策⼯ ......................................... 4
３．締固め効果に関する室内模型試験 ............................................. 6
３．１ コーン貫⼊試験による締固め効果の測定法 ................... 6
３．１．１ コーン貫⼊試験の概要 ......................................... 6
３．１．２ 模型地盤の物理特性と地盤の作成⽅法 ............... 6
３．１．３ グラベル・パイルの打設⽅法 .............................. 7
３．２ 未改良地盤のコーン貫⼊試験 ......................................... 8
３．３ 単杭による締固め効果と⾯積⽐による改良率 ............... 9
３．４ 格⼦配列による締固め効果と⾯積⽐による改良率 ...... 13
４．排⽔効果に関する振動台模型試験 ............................................ 18
４．１ 振動台模型試験の概要 .................................................. 18
４．２ 未改良地盤の液状化試験 .............................................. 19
４．３ 改良地盤の液状化試験 .................................................. 20
５．締固め効果に関する実規模現地試験 ....................................... 22
５．１
５．２
６．結論
参考⽂献

現地試験の概要 .............................................................
試験結果の考察 .............................................................
..........................................................................................
..........................................................................................

1

22
24
31
32

報告書
１．研究の⽬的と概要
地震の防災対策は⼈的被害の軽減の⽬的から，⼾建住宅の耐震化施策が⻑年実施されてきた。その成果もあり，近年は住宅建物も耐震化が進むとともに，新
しい基準で構築された住宅は地震時にも被害が軽微または限定的となる効果が確認されている。⼀⽅で地震による地盤の液状化は，宅地地盤に利⽤される⼈⼯地盤を中⼼に頻繁に発⽣しており，住宅建物の倒壊等の被害こそ⽣じないものの，液状化に伴う地盤の不同沈下によって建物基礎の損傷が数多く発⽣する事例が数多く報告されている。建物基礎の損傷は住宅の全壊に直結するため，⼈命の次に住宅資産の保護が次の防災上の課題として⼤きな社会問題になっている。
地盤の液状化対策は⼤規模なインフラ施設を対象に開発され，対策⼯法の効果は多くの地震被害の中で実証されてきた。しかし，本研究の対象とする⼩規模なインフラ施設や⼾建住宅は狭隘な⼟地や対策費⽤の問題もあり、液状化対策に関する設計基準が⼗分に確⽴されていない。特に宅地地盤は個⼈資産のために公共⼯事とは異なる対策費⽤の問題がクローズアップされる。宅地の液状化対策はいくつかの⼯法が提案されているが，本研究は⾃然材料を⽤いる，グラベ
ル・パイルによる地盤改良⼯法について取り上げる。狭隘な宅地において施⼯可
能なグラベル・パイルの施⼯機械はいくつかの企業で既に開発されており，宅地地盤の地盤改良に適⽤される実績は年々蓄積される状況にある。
グラベル・パイルの液状化対策は砂質地盤の締固め効果，過剰間隙⽔圧の排⽔効果，複数杭の打設による地盤剛性の増加効果が期待できる。建築学会や地盤⼯学会などでは，各効果に関する定量的評価が取りまとめられているが，未だ設計指針にまでは採⽤されていない。本研究は上記の効果の中より，砂質地盤の締固
め効果および排⽔効果に着⽬して、室内および現地試験を通して対策効果に係わる研究を実施する。締固め効果に着⽬する理由には，排⽔効果が地盤の液状化する原因となる過剰間隙⽔圧が発⽣しないと効果の現れない⼀⽅で，地震による間隙⽔圧の上昇は急激であるのに対して排⽔には時間のかかることが挙げられる。したがって，液状化対策をグラベル・パイルの排⽔機能に⼤きく依存するにはやや難がある。更には，⻑期的視点ではグラベル・パイルの⽬詰まりによる排⽔機能の低下が懸念されることも考えられる。⼀⽅，グラベル・パイルによる地盤剛性の増⼤効果は⼀般にグラベル・パイルの液状化対策効果に含まれておらず，副次的な効果である。また剛性は杭の施⼯品質や配置による影響を受けることから，液状化対策効果の主要項⽬に挙げるのは適切でない。⼀⽅で，地盤の2

締固め効果は液状化による過剰間隙⽔圧の上昇防⽌に効果的に作⽤するほかに，間隙⽔圧が上昇する場合にもサイクリック・モビリティによる⽔圧の上昇防⽌に粘り強い作⽤が期待される。⼯法原理も⼟の締固めという単純なものであり，効果の永続性が期待できる。
表-1.1
原理

液状化対策⼯法の分類と⼯法原理
大分類

中分類

小分類

表層締固)工法
密度F増大
X有効応力F増大[••}ž•RsŸ •RST工法締固)工法
X密度増大工法[€s•‚bƒc~€工法振動締固)工法
静的締固)工法

陸上施工
海上施工

動圧密工法
浅層混合処理工法
中層混合処理工法
土F性質F改良
液
状
化
発
生
F
抑
制

固結
X—˜断変形F抑制[

深層混合処理工法

固化工法

薬液注入工法X注入固化工法[

機械攪拌工法機械攪拌A高圧噴射工法
機械攪拌工法機械攪拌A高圧噴射工法
高圧噴射工法
EF他
多重管注入工法
浸透固化工法EF他

生石灰RST工法
事前混合処理工法
置換工法X掘削置換[
強制置換工法X圧入置換[
爆破置換工法

粒度F改良

置換工法

飽和度F低下X有効応力F増大[

地下水位低下工法`abcdeT工法
排水溝工法
opqrstuvwx側圧F増大

有効応力F増大応力ƒ変形ƒ間隙 間隙水圧F抑制ƒ消散
間隙水圧消散工法
水圧v関³x条 X間隙水圧F遮断[
件F改良—˜断変形F抑制
X間隙水圧F遮断[

現位置固化工法

qb¤¥T}~b•工法水平}~b•工法
排水機能付鋼材工法
格子状地盤改良—˜断変形抑制工法
連続地中壁vwx工法

z{|T}~b•工法€s•‚bƒc~€工法水平}~b•工法

以上から，本研究はグラベル・パイルによる砂地盤の締固め効果に着⽬して、室内模型試験および現地実規模試験を実施して対策効果に係わる効果を明らかにする。室内模型試験は管理した条件にて対策効果を系統的に把握するのに適しているが、⼩規模模型試験のために⼨法効果が危惧される。そこで，本研究では現地実規模試験を実施して締固め効果を調査する。また，振動台模型試験によりパイルの排⽔効果について検討して、対策⼯法の安全性に対する裕度を確認する。

3

２．グラベル・パイルによる液状化対策⼯
グラベル・パイルによる液状化対策⼯にスクリュー・プレス⼯法（株式会社グランテック）がある。本研究では現地試験で試験施⼯をご協⼒頂いている。以下に対策⼯法の概要を，⼯法の施⼯順序を箇条書きにする事により⽰す（図-2.1）。
① 特殊形状のスクリューを地中に回転挿⼊する。排⼟しないため，周囲の⼟は圧縮固化される。先端からエアー送気する点に特徴がある。
② パイル周辺は不飽和化するために，⾒かけ上の粘着⼒が発⽣しており，パイルの引き上げ時に健全な孔（孔壁が⾃⽴する）ができる。
③ 孔に砕⽯を投⼊して最⼤ 100kN の押圧⼒で転圧する。砕⽯パイルは拡径する
ため周辺の地盤を圧縮固化するとともに砕⽯パイルも締固められる。
④ この⼿順を繰り返して，GL まで砕⽯を整形する。

図-2.1

スクリュー・プレス⼯法の施⼯⼿順

スクリュー・プレス⼯法は，特殊形状の圧密スクリューが削孔時に排⼟することなく孔周囲地盤を強制的に圧縮する。⼀般的な削孔では削孔→スクリュー引
き上げ→残⼟落としの⼯程が発⽣して多くの時間を要するために，液状化が問題となるような滞⽔砂層では掘削中に孔が崩壊する問題があった。スクリュー・
プレス⼯法は特殊形状のスクリューにより残⼟排出の⼯程が不要であるため，4m まで 1 回で削孔可能である。また削孔中にスクリュー先端より加圧エアーを送気できる構造となっているため，送気しながら削孔すると孔周囲の地下⽔は送気の影響しない位置まで押しやられて削孔完了時の孔内は⼀時的にドライとなる。時間が経つと再び孔内に地下⽔が進出して孔壁の損傷が始めるため，孔壁がドライである数分の間に砕⽯投⼊を実施して健全な砕⽯パイルを作成する。
スクリュー・プレス⼯法の特徴をまとめる。
① 低コスト：⼀般的な 25 坪程度の住宅であればコストは 100 万円程度であり，4

注⼊固化法の 500 万円〜1000 万円に対して⼤幅なコストダウンとなる。
② 無振動・低騒⾳：特殊スクリュー回転圧⼊による締固めと削孔を同時に⾏うため，無振動施⼯が可能である。
③ 短⼯期：パイル形成スピードは 80m〜120m/⽇と⾼機能のため，⼀般的な住宅ではパイル形成 2 ⽇，表⾯処理 2 ⽇の 4 ⽇で完了する。
④ ⾼品質：削孔時のスクリュー圧縮，転圧時の押圧⼒による圧縮により，強固なグラベル・パイルの構築と周辺地盤の締固めを⾏うことができる。

5

３．締固め効果に関する室内模型試験
グラベル・パイルによる砂質地盤の締固め効果を計測する⽬的で室内模型試
験を実施する。効果の計測にあたって先端にコーンを設置したロッドを地盤中に貫⼊する⼩型コーン貫⼊試験を⽤いる。注意が必要なのはコーン貫⼊抵抗に影響するのは地盤の相対密度の他に地盤の拘束圧⼒がある。したがって，貫⼊抵
抗は 2 つの影響因⼦を反映しており，現実には地盤の締固め効果だけを抽出するものではないが，グラベル・パイルの打設による拘束圧の発⽣は地盤の締固めに起因するものである。地盤の拘束応⼒は⼩さな地盤の変形によって喪失することも考えられるので，本研究では基本的に拘束圧効果を取り⼊れた改良効果の設計への応⽤は好ましくないと考えている。貫⼊抵抗の評価については注意
深い取り扱いが必要である。
3.1

コーン貫⼊試験による締固め効果の測定法

3.1.1 コーン貫⼊試験の概要
計測に⽤いたコーン貫⼊試験装置は，先端にコーンを設置した貫⼊ロッド，モーター，ロードセル，変位計から構成されており，変位制御条件（貫⼊速度：63mm/min）で貫⼊試験を⾏う。試験装置の概要を図-3.1 に⽰す。最⼤貫⼊⼒は490N，最⼤貫⼊量は 300mm，コーン直径は 10mm，コーン⾓度は 90°である。

図-3.1

コーン貫⼊試験装置

3.1.2 模型地盤の物理特性と地盤の作成⽅法
実験で⽤いた地盤材料は東北硅砂 6 号，グラベル・パイルは砕⽯ 7 号である。
東北硅砂 6 号の諸元を表-3.1 に⽰す。
模型地盤の作製⽅法を箇条書きにする。

6

① ⽔位 100mm の⼟槽に東北硅砂 6 号を⽔中落下法にて投⼊する。模型地盤完成時の体積を 48,000cm3 として地下⽔位を地表⾯になるように設定する。東北硅砂 6 号の投⼊量は相対密度に応じて調整する。
② 砂はホッパーを⽤いて落下させ，3mm 四⽅のふるいを通して⽔中落下させる。地盤からの⽔位は第100mmとなるよう加⽔して調整する。
4 章 グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜
17③ 地盤⾼さが 300mm になるように上記を繰り返す。1 回の砂投⼊量は全投⼊
量の 8 分割の量とする。
4.2 地盤が完成したら，⼟槽の⽔位を地表⾯付近まで下げた後に地表⾯を均す。
模型地盤概要
④
4.2.1
実験材料
⑤
相対密度の調整は作成地盤⾼さを計算して，突棒により密度調整を⾏う。
本実験で用いた地盤材料は東北硅砂 6 号，グラベルパイルの材料は砕石 7 号である．それぞれの粒度分布と諸元を図-4.2
表-3.1 に示す．
東北硅砂 6 号の物理諸元
最大乾燥密度 𝜌𝑑𝑚𝑎𝑥

1.695 g/cm3

60％ 粒径 D60

0.35 mm

最少乾燥密度 𝜌𝑑𝑚𝑖𝑛

1.401 g/cm3

50％ 粒径 D50

0.34 mm

土粒子密度 𝜌𝑠2.630 g/cm3

30％ 粒径 D30

0.30 mm

最大間隙比 𝑒𝑚𝑎𝑥

0.878

10％ 粒径 D100.23 mm

最少間隙比 𝑒𝑚𝑖𝑛0.551

均等係数 𝑈𝑐

1.52

最大粒径

0.85 mm

曲率係数 𝑢′ 𝑐

1.12

3.1.3 グラベル・パイルの打設⽅法
グラベル・パイルは杭径 φ24mm，38mm の 2 種類を⽤いる。作成時にはス
第 4 章 グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜
20
第 4 章 グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜
20
テンレス製の円筒をガイドに使⽤した。円筒はグラベル・パイルの⽬標仕上径より⼩さいものを使⽤し，投⼊した砕⽯を突き固めることにより拡径して所定の第 4 章 グラベルパイルによる径になるように調整する。グラベル・パイルの打設⽅法を箇条書きにする。

図-4.2 試料の粒度分布と諸元

図-3.2 グラベル・パイルの作成と出来形確認

写真-4.7 グラベルパイル打設状況
写真-4.7 グラベルパイル打設状況(a) 東北硅砂 6 号

7
写真-4.5 使用した試料(b) 砕石 7 号

① ガイドとなる円筒底部に蓋をする押し棒を添えて，グラベル・パイルの設置深度まで挿⼊する。地盤は排⼟によりガイド周辺の圧縮を⽣じさせる。
② 押し棒を抜き，所定量の砕⽯を投⼊する(φ38mm:15.8g，φ24mm:6.3g )。
1 回の投⼊で⾼さ 10mm のパイルを作成する。砕⽯の突固めはガイドを引
き抜きながら砕⽯によるパイルが拡径するように注意する。
③ 砕⽯の投⼊と圧縮を繰り返してグラベル・パイルの⻑さを 150mm にする。
グラベル・パイルの作成は，開削により出来形を確認して所定の杭径が作成できるように繰り返し試⾏を⾏い，作成⽅法を標準化した。
3.2 未改良地盤のコーン貫⼊試験
未改良地盤において，コーン貫⼊試験を実施した。東北硅砂 6 号を相対密度
Dr=40〜80%の地盤を作成後にコーン貫⼊試験を⾏った。図-3.3 に貫⼊抵抗値の深さ変化および貫⼊抵抗値を深さで除した貫⼊抵抗⽐を⽰す。図にはケース
A-0，B-0，C-0，D-0，E-0(Dr=40，50，60，70，80%)の計測結果を⽰している。貫⼊抵抗値は相対密度に依らずにほぼ深さ⽅向に線形に増加し，相対密度が⼤きいほど⼤きな値を⽰している。したがって，模型地盤は概ね均質に作成されていることが分かる。⼀⽅，貫⼊抵抗⽐は表層付近でやや低い値を⽰すが，75mm
以深ではほぼ⼀定値を⽰す結果となった。本来は深さ⽅向に⼀定値となることが理想的であるが，表層は⼟被り圧の⼩さいことから地盤作成上の誤差の影響を受けやすいと考えられる。この傾向は相対密度が 70%以上において顕著で，
グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜
第 4第
章4 章
グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜
28 28
相対密度の⼤きい地盤は特に表層付近で作成の難しいことが分かる。

貫入抵抗値と深さの関係(a) (a)
貫入抵抗値と深さの関係(a)貫⼊抵抗・深さ関係と深さの関係(b) (b)R/Z R/Zと深さの関係(b)貫⼊抵抗⽐・深さ関係

図-4.4
未改良地盤における深度と貫入抵抗の関係
図-4.4
未改良地盤における深度と貫入抵抗の関係

図-3.3 無改良地盤のコーン貫⼊試験と貫⼊抵抗⽐
4.4.2
単杭による改良効果の距離減衰
4.4.2
単杭による改良効果の距離減衰

8グラベルパイルを1 本打設し，
表-4.3
から表-4.7に示した試験ケースに基づいて行ったコ
グラベルパイルを1 本打設し，
表-4.3
から表-4.7に示した試験ケースに基づいて行ったコ
ーン貫入試験の結果について記述する．なお，表-4.3
から表-4.7に示した測定距離は，杭径ーン貫入試験の結果について記述する．なお，表-4.3
から表-4.7に示した測定距離は，杭径に応じた改良率を用いて設定している．未改良地盤の貫入抵抗値と比較することで，グラに応じた改良率を用いて設定している．未改良地盤の貫入抵抗値と比較することで，グラベルパイルの改良効果について検討する．図-4.5に測定位置概念図を示す．
ベルパイルの改良効果について検討する．図-4.5に測定位置概念図を示す．

3.3 単杭による締固め効果と⾯積⽐による改良率
グラベル・パイルの打設による地盤の締固め効果を調べるために，単杭を打設して杭周辺地盤の締固め効果をコーン貫⼊試験により調査する。締固め効果は
杭からの距離で変化することから，図-3.4 に⽰すように杭中⼼からの距離を変化させてコーン貫⼊試験を実施する。グラベル・パイルの締固め効果は⼀般に杭断⾯の⾯積を⽤いた改良率を⽤いて整理されることが多い。図-3.5 はグラベル・
パイルを格⼦状に打設する際の改良率の定義であるが，着⽬した格⼦の⾯積と(a) 貫入抵抗値と深さの関係(b) R/Z と深さの関係
格⼦内のグラベル・パイルの⾯積の⽐を⽤いて定義される。
改良率を⽤いる効果
図-4.4 未改良地盤における深度と貫入抵抗の関係
第 4 章 グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜ 26
はグラベル・パイルの杭径による締固め効果の差異が改良率という基準化した指標によって整理できる利点にある。既存のインフラ施設を対象とした地盤改4.4.2 単杭による改良効果の距離減衰
良では特に砂杭を⽤いたサンド・コンパクション・パイル⼯法などの調査研究で表-4.8 グラベルパイル格子状打設（Dr=40%）
グラベルパイルを1
本打設し，
表-4.3 から表-4.7 に示した試験ケースに基づいて行ったコ
改良率による整理が有効であることが確認されている。
本研究でも，模型試験結試験ケース
杭種
杭径(mm) に示した測定距離は，杭径
杭間隔(mm)
改良率(%)ーン貫入試験の結果について記述する．なお，表-4.3
から表-4.7
果の実務への適⽤を考慮すると改良率による整理が望ましい。
そこで，図-3.6にに応じた改良率を用いて設定している．未改良地盤の貫入抵抗値と比較することで，グラA-1955
⽰すように単杭に対する改良率を調査地点のグラベル・パイル中⼼に関する円
24
ベルパイルの改良効果について検討する．図-4.5 に測定位置概念図を示す．
A-2758の⾯積に対する杭の⾯積⽐によって定義する。定義の妥当性は模型試験結果をグラベルパイル（格子状 4 本）
A-3
150
5
⽤いて照査する。
38

A-4

120

8

表-4.9 グラベルパイル格子状打設（Dr=60%）
試験ケース

杭種

杭径(mm)

杭間隔(mm)

改良率(%)

95

5

75

8

150

5

120

8

B-1
24
B-2
グラベルパイル（格子状 4 本）
B-3
38
B-4

図-4.5 測定位置概念図
図-3.4 単杭の地盤締固め効果の調査

長

岡 技 術 科 学 大 学d1

改良率(％)α＝(Ap/A)×100
d2

ここに，

d1

Ap：改良体 1 体当りの断面積(mm2)
A：杭 1 体当りの分担面積(A＝d1×d2，mm2)d2

d1，d2：杭間隔(mm)図-3.5 格⼦打設杭における改良率の定義

表-4.8，表-4.9 では， Dr=40%，Dr=60%において，それぞれ格子中央点の条件を示している．グラベルパイルを格子状に打設した場合の格子中央点，杭間中央，格子内の 3 つの測定位置に置いて，貫入抵抗値を測定することにより，格子内部の改良効果について検討を行った．また，杭径が異なる場合や改良率が異なる場合において，どのような違いがみ
9られるか検討を行った．

E'-7

110

3

85

5

E'-9

65

8

E’-10

55

11

E'-8

38

改良率(％) α＝(Ap/A)×100
ここに，
Ap：改良体 1 体当りの断面積(mm2)
d：貫入地点距離(mm)
A：杭 1 体の分担面積(A＝d1×d2×π，mm2)

図-3.6 単杭における改良率の定義
表-4.3 から表-4.7 では， Dr=40，50，60，70，80%の 2 ケースの地盤条件で試験を実施している．グラベルパイルを 1 本打設した場合の杭周辺の地盤状態を把握することで，改良
グラベル・パイルによる地盤の締固め効果は地盤の相対密度による影響が予効果がどの範囲まで影響を与えているか確認するため，コーン貫入試験を実施し，距離減想される。
しかし，既存のインフラ施設の地盤改良⼯法では地盤の相対密度の影衰を検討している．測定距離は，改良率にも準ずるよう設定し検討を行った．
響は明確に（陽に）考慮されていない。本研究では模型地盤の相対密度を40%から 80%まで変化させて地盤改良効果の試験を実施する。また，⾯積⽐の整理の妥当性を調べるために，グラベル・パイルの杭径を 24mm と 38mm の 2 ケースを実施する。
図-3.7 に試験結果の 1 例を⽰す。図は相対密度が Dr=40%，60%，80%の場合の各改良率（杭中⼼からの距離）におけるコーン貫⼊試験から得られた貫⼊抵抗⽐の深さ⽅向変化を⽰している。実験値のために多少のばらつきはあるが，どの図においても概ね，未改良地盤のコーン貫⼊抵抗が最も⼩さく，改良率が⼤きくなる（杭からの距離距離が⼩さくなる）のに従って貫⼊抵抗値は増加する傾向が⾒られる。相対密度が Dr=40%，60%では表層地盤の貫⼊抵抗値がやや⼩さ
長 岡 技 術 科 学 大 学
いものの，深さ 100mm 以深ではほぼ⼀定値を⽰している。この傾向は図-3.3の未改良地盤のコーン貫⼊抵抗と同様であり，表層地盤は模型地盤作成上の精度の問題があるほか，グラベル・パイルの打設においては杭による地盤の排⼟に伴う周辺地盤の抜け上がりが⽣じたものと考えられる。⼀⽅で，100mm 以深は良好な模型地盤が作成できており，杭の挿⼊による地盤挙動も断⾯⽅向への圧縮が⽣じていると考えられる。したがって，グラベル・パイルの地盤改良効果の定
量的に評価には 100mm〜150mm のデータを⽤いることとする。⼀⽅，相対密度が Dr=80%の場合に試験結果はややばらつきの⼤きい結果となっている。これは相対密度の⼤きい場合に模型地盤を⼀様に作成することの難しいことと，密な地盤にグラベル・パイルを打設すると地盤の抜け上がりが顕著になって，場合によってはせん断に伴う正のダイレタンシーによって地盤を緩める効果が現
れて締固め効果が発揮されないことも考えられる。
図-3.8，3.9 に改良率は等しいものの，杭径の異なる事例の⽐較を⽰す。地盤の浅層部は両者に差異の⾒られる事例もあるが，深さが 100mm〜150mm のデータではよく⼀致する結果が得られている。このことから，グラベル・パイルの
10

2)

5)

地盤改良効果については⾯積を⽤いた改良率（図-3.6）で杭径に依らずに改良効果を表現できることが分かる。
図-3.10 に地盤の相対密度によって異なる，グラベル・パイルの改良効果を⽰す。図は改良率による改良効果（コーン貫⼊試験の貫⼊抵抗⽐）を⽰している。
改良率がゼロの場合は未改良地盤の貫⼊抵抗⽐を⽰しており，改良率の増加に遠もなって貫⼊抵抗⽐が線形に増加する傾向が⾒られる。相対密度の⼩さい場合に改良率による貫⼊抵抗⽐の増加割合は⼤きく（図において変化を⽰す勾配が⼤きい），相対密度が増加すると増加割合が⼩さくなることが分かる。図には(A’-3)(C’-2)(C’-3)(E’-1)(E’-2)(E’-3)
⽰していないが，改良率を更に⼤きくすると貫⼊抵抗⽐の増加は頭打ちをする
ように⾮線形性を⽰す。特に相対密度が⼤きいと⾮線形性が顕著になる。

(a)Dr=40%(b) Dr=60%(c) Dr=80%(C’-5)(C’-1~C’-5)(E’-4)(E’-5)(E’-1~ E’-5)(A’-1~ A’-5)
図-3.7 改良⽐による単杭のコーン貫⼊抵抗⽐（φ24mm）

図-4.12 改良効果の距離減衰（Dr=60%，φ24mm）
図-4.18 改良効果の距離減衰（Dr=80%，φ24mm）
衰（Dr=40%，φ24mm）

長 学
岡 技 術 科 学 大 学
長 岡 技 術 科 学 大
科 学 大 学11

1，6)

第 4 章 グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜ 第40 4 章 グラベルパイルによる地盤の締固め
第 4 章 グラベルパイルによる地盤の締固め効(A’-1，6)(A’-2，7)(A(A’-2，7)(A’-3，8)

1，6)
4，9)

第 4 章 グラベルパイルによる地盤の締固め効(C’-2，7)(C(c) IR=3%(A’-5，10)(A’-2，7)(A’-3(C’-2，7)(a)IR=11%(A’-5，10)(C’-1，6)(C’-3，8)(b)
IR=8%(A’-4，9)(A’-1，6)

図-3.8 杭径による単杭のコーン貫⼊抵抗⽐（Dr=40%）

図-4.8 改良効果の距離減衰 φ24mm，φ38mm 比較（Dr=40%
図-4.8 改良効果の距離減衰 φ24mm，φ38mm 比較（Dr=40%）長(a)IR=11%4，9)長

岡 技 術 科 学 大 学(C’-5，10)図-3.9(b) IR=8%

岡 技 術 科 学 大 学(c) IR=3%(C’-4，9)(C’-5，10)(C’-1，6)(C’-2，7)(A’-4，9)(A’-5，10)杭径による単杭のコーン貫⼊抵抗⽐（Dr=60%）(C’-3

図-4.14 改良効果の距離減衰 φ24mm，φ38mm 比較（Dr=60
図-4.14 改良効果の距離減衰 φ24mm，φ38mm 比較（Dr=60%）
図-4.8 改良効果の距離減衰 φ24mm，φ38mm 比較（Dr=40%）

長

岡 技 術 科 学 大 学

12長

長 岡 技 術 科 学 大 学
岡 技 術 科 学 大 学

Dr=60~80%の間で改良効果の上昇割合が大きくなるポイントがあると考えられる．
また，4.4.2.1 から 4.4.2.5 のそれぞれの地盤条件における単杭による改良効果の距離減衰の結果から，打設杭の杭径が異なる場合でも改良率によって改良効果を整理することができる．また，距離減衰を改良率で整理した結果，改良効果の影響範囲を表現することが可
能である．

5000

4500
y = 35.7x + 4278

貫入抵抗増加率R/Z（kN/m3）

4000
3500
y = 41.6x + 2906

3000

y = 64.4x + 1871
2500
y = 67.9x + 1590

2000

y = 78.5x + 1072

1500
1000
500

Dr40_φ24mm

Dr50_φ24mm

Dr60_φ24mm

Dr70_φ24mm

Dr80_φ24mm

Dr40_φ38mm

Dr50_φ38mm

Dr60_φ38mm

Dr70_φ38mm

Dr80_φ38mm

Dr40_未改良

Dr50_未改良

Dr60_未改良

Dr70_未改良

Dr80_未改良

0

0

3

6

9

12

15

改良率（%）

図-3.10 相対密度，改良率による単杭のコーン貫⼊抵抗⽐（地盤改良効果）
図-4.21 各相対密度の地盤における改良効果の距離減衰

３．４ 格⼦配列による締固め効果と⾯積⽐による改良率
長 岡 技 術 科 学 大 学
グラベル・パイルの打設による地盤改良効果を調べるために，格⼦配列に打設する際の格⼦中央点の改良効果をコーン貫⼊試験により調査する。地盤改良は
通常，格⼦状にグラベル・パイルを配置することが多く，実務で⼀般的な⼯法である。本研究では格⼦を構成単位と捉えて格⼦内の地盤の地盤改良効果を計測する。単杭の試験で観測されるように，グラベル・パイルの改良効果は杭に近い箇所で⼤きく，杭から離れると⼩さくなる。したがって，格⼦配列の場合にどの位置の貫⼊抵抗値を代表値とするか問題であるが，設計では格⼦中央の値を⽤いることが多い。本研究では模型試験の特徴を⽣かして，格⼦内の位置による貫⼊抵抗値の差異についても合わせて検討する。模型地盤の相対密度を 40%，60%
として，改良率による改良効果を調査する。また，⾯積⽐（図-3.5）による整理の妥当性を調べるために，グラベル・パイルの杭径を 24mm と 38mm の 2 ケースを実施する。
図-3.11，3.12 に試験結果を⽰す。図-3.11 は相対密度が Dr=40%の事例であるが，未改良地盤に対して貫⼊抵抗⽐は改良率に応じて増加する結果が得られた。単杭の改良効果を⽰す図-3.10 と⽐較すると，格⼦配列の場合に単杭以上の改良効果が得られる。2 つの改良率（IR=5,8%）の事例を⽰すが，いずれも表層付近は貫⼊抵抗⽐の増加が⼩さい⼀⽅，深さ 50mm 以深ではほぼ⼀定値となっ
13

グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜5353
第第4 4章章 グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜(a)改良率 IR=5%(b) 改良率 IR=8%（A-1，A-3）改良率5%5%（A-2，A-4）改良率8%8%（A-1，A-3）改良率（A-2，A-4）改良率
第第44章
章 グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜
グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜ 56
56
図-4.24 格子状配列における格子中央の比較（Dr=40%）
格子状配列における格子中央の比較（Dr=40%）
図-3.11 杭径による格⼦配列中央のコーン貫⼊抵抗⽐（Dr=40%）
図-4.242 2）の比較（Dr=40%）
表-4.10 各測定位置の貫入抵抗値（kN/m
各測定位置の貫入抵抗値（kN/m
表-4.10）の比較（Dr=40%）

測定位置
測定位置
55
改良率(%)
改良率(%)
88

格子中央
格子中央

杭間中央
杭間中央

格子内
格子内

φ24mm
φ24mm

2 2）
205.1（kN/m
205.1（kN/m）

2 2）
210.2（kN/m
210.2（kN/m）

2 2）
217.1（kN/m
217.1（kN/m
）

φ38mm
φ38mm

2 2）
200.7（kN/m
200.7（kN/m）

2 2）200.0（kN/m
200.0（kN/m）

2 2）
205.1（kN/m
205.1（kN/m
）

φ24mm
φ24mm

2 2）
253.3（kN/m
253.3（kN/m）

2 2）268.8（kN/m
268.8（kN/m）

2 2）283.4（kN/m
283.4（kN/m
）

φ38mm
φ38mm

2 2）
260.5（kN/m
260.5（kN/m）

2 2）258.7（kN/m
258.7（kN/m）

2 2）
253.2（kN/m
253.2（kN/m）(a)改良率IR=5%（B-1，B-3）改良率 5%(b) 改良率 IR=8%（B-2，B-4）改良率（B-2，B-4）改良率8%8%（B-1，B-3）改良率 5%

図-4.26
図-4.26 格子状配列における格子中央の比較（Dr=60%）
格子状配列における格子中央の比較（Dr=60%）
図-3.12 杭径による格⼦配列中央のコーン貫⼊抵抗⽐（Dr=60%）
長長 岡岡 技技 術術 科科 学学 大大 学学ている。図-3.12 は相対密度が Dr=60%の事例を⽰すが，Dr=40%に対して全般
2
表-4.11
表-4.11 各測定位置の貫入抵抗値（kN/m
各測定位置の貫入抵抗値（kN/m2）の比較（Dr=60%））の比較（Dr=60%）
的に貫⼊抵抗⽐が⼤きい結果が得られた。改良効果の状況に⼤きな差異は⾒ら
測定位置
測定位置
55
改良率(%)
改良率(%)
88

格子中央
格子中央
22

杭間中央
杭間中央
22

格子内
格子内

φ24mm
φ24mm

381.7（kN/m
381.7（kN/m））

401.2（kN/m
401.2（kN/m））

22380.8（kN/m））
380.8（kN/m

φ38mm
φ38mm

22
14
399.3（kN/m））
399.3（kN/m

22364.4（kN/m））
364.4（kN/m

22367.4（kN/m））
367.4（kN/m

φ24mm
φ24mm

22
474.4（kN/m））
474.4（kN/m

22478.9（kN/m））
478.9（kN/m

22474.2（kN/m））
474.2（kN/m

φ38mm
φ38mm

22
488.7（kN/m））
488.7（kN/m

22466.3（kN/m））
466.3（kN/m

22509.0（kN/m））
509.0（kN/m

杭どちらの結果においても改良率と貫入抵抗の関係は線形性を示すことが確認された．この関係性より単杭と格子杭については式(3)，(4)で表すことができ，格子状時の改良率は単杭時の改良率を用いることで簡単に算出可能となる．
𝜷𝒍
(3)
𝜷𝒔
れないが，表層からやや深部に⾄る範囲まで貫⼊抵抗⽐の減少が⾒られる。これは，単杭の場合に相対密度が⼤きくなると改良効果が得られ難くなることを指ここに， α:変化係数βl:格子杭の傾き摘したが，格⼦配列の場合には Dr=60%でも締固めによる⾼密度化が⽣じて，
βs:単杭の傾き
表層ではせん断による膨張が⽣じて，グラベル・パイルの挿⼊に伴う周辺地盤の抜け上がりととともに貫⼊抵抗値の増加が抑制されることを⽰している。
(4)
𝑭𝒍 = 𝛂𝑭𝒔
図-3.13 に格⼦配列の地盤改良効果を取りまとめた。図は図-3.10 の単杭に対する地盤改良効果に加筆する形式をとった。改良率の定義が単杭と格⼦配列とここに， α:変化係数βl:格子杭の改良率で異なるために単純な⽐較はできないが，改良率に対する貫⼊抵抗⽐の増加は
βs:単杭の改良率
単杭に⽐べて格⼦配列では⾮常に⼤きいことが確かめられる。
𝛂=

図-4.34 単杭と格子杭の評価
図-3.13 格⼦配列のコーン貫⼊抵抗⽐（地盤改良効果）
格⼦内における位置の差異による地盤改良効果を調査した。コーン貫⼊試験の試験位置を図-3.14 に⽰す。相対密度 Dr=40%，60%について杭径φ38mm のグラベル・パイルの格⼦配列の事例について貫⼊試験の試験結果を図-3.15，
3.16
長 岡 技 術 科 学 大 学に⽰す。両図は相対密度による差異を反映するものの，試験結果は格⼦内の調査
位置によらずにほぼ同様の貫⼊抵抗⽐の得られることを⽰している。この事実
は，（１）地盤改良による効果は杭に近いほど⼤きく，杭から離れると⼩さくなる事実，（２）格⼦内の位置によって四隅の杭の打設による効果は異なること，（３）杭の打設により地盤内の密度や応⼒は変化するため，施⼯履歴の影響を反映して格⼦内の位置による地盤改良効果が異なること，を考慮すると想定外の
15

第 4 章 グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜ 50

結果を⽰している。しかし，この結果より格⼦内の中央点の貫⼊抵抗⽐を⽤いて4.4.3 グラベルパイル格子状打設よる改良効果
第 4 章 グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜ 52
格⼦配列の地盤改良効果を評価するのは妥当であることが確認された。
グラベルパイルを格子状に 4 本打設し，格子中央点，杭間中央，格子内の 3 つの測定位置で行ったコーン貫入試験結果について記述する．一般的に，格子中央点は格子状打設のグラベル・パイルの施⼯では連続施⼯を実施すると，既存の杭施⼯の影響を受際に格子の中で最弱とされており，原位置試験においても格子状打設時の格子中央点で貫けて地盤が締め固められる報告が数多くある。
その意味ではグラベル・パイルの入抵抗値を測定し，基準値を満たしているかを調べている．
本研究では，格子中央点での貫入抵抗値を他の測定位置の貫入抵抗値と比較することで，地盤改良効果について格⼦
1 つを取り上げて議論するのは地盤改良機構の解明
格子内部の改良効果について検討する．格子内部の改良効果が小さい位置を明確にすることで，原位置試験の評価として活用することを目的とする．測定位置概念図を図-4.22に示としては未だ不⼗分と⾔える。
しかし，設計の視点では安全側との判断が成⽴す
す．試験結果（図-4.23 から図-4.26）は横軸に貫入抵抗比 R/Z（kN/m ），縦軸に貫入深さ（mm）ることから基礎理論の構築として⼗分な意味があると思われる。
を示したものである．
3

図-4.22 測定位置概念図

図-3.14 格⼦配列におけるコーン貫⼊試験位置
第 4 章 グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜
52%，φ24mm（A-1）改良率 5%，φ24mm（A-3）改良率 5%，φ38mm

長

岡 技 術 科 学 大 学(a)改良率IR=5%（A-3）改良率5%，φ38mm（A-2）改良率8%，φ24mm(b) 改良率
IR=8%（A-4）改良率8%，φ38mm

図-4.23 格子状配列における各測定位置の比較（Dr=40%）
図-3.15 格⼦配列内の位置によるコーン貫⼊抵抗⽐（Dr=40%,φ38mm）

16長

岡 技 術 科 学 大 学

第 4 章 グラベルパイルによる地盤の締固め効果の検討｜ 55

5%，φ24mm（B-1）改良率 5%，φ24mm（B-3）改良率 5%，φ38mm(a)改良率 IR=5%(b) 改良率 IR=8%（B-2）改良率5%，φ38mm
8%，φ24mm（B-4）改良率 8%，φ38mm（B-3）改良率
図-4.25 格子状配列における各測定位置の比較（Dr=60%）
図-3.16 格⼦配列内の位置によるコーン貫⼊抵抗⽐（Dr=60%,φ38mm）

長 岡 技 術 科 学 大 学

8%，φ24mm（B-4）改良率 8%，φ38mm

格子状配列における各測定位置の比較（Dr=60%）

長 岡 技 術 科 学 大 学17

４．排⽔効果に関する振動台模型試験
グラベル・パイルの液状化対策効果に過剰間隙⽔圧の消散効果がある。しかし，排⽔効果は地盤が液状化する原因となる過剰間隙⽔圧が発⽣しないと効果の現れない⼀⽅で，地震による間隙⽔圧の上昇は急激であるのに対して排⽔には時間のかかる特徴がある。そこで，グラベル・パイルの排⽔効果がどの程度液状化の防⽌効果があるのか，振動台模型試験を⽤いて検討する。
4.1 振動台模型試験の概要
振動台実験装置の概略図を図-4.1 に⽰す。試験装置は，電気計測・制御装置，振動台(本体)，空気系装置により構成されており，空圧式サーボにより起振⼒を発⽣させる。実験で使⽤した⼟槽 は 820×28.5×20mm である。⼟槽の剛性が⾼いために加振⽅向と垂直な壁⾯にて反射波が⽣じることから，壁⾯の影響を低減するために壁⾯の内側に緩衝剤を設置した。振動台の加振は，初期振幅が⼩さく段階的に増幅する sin 波 6Hz，40 波(図-4.2)を⽬標加速度 1.0m/s2 として実施した。地盤内の過剰間隙⽔圧を，動ひずみ測定器 TMR-7200 を⽤いてサンプ
リング周波数 1000 Hz で収録した。計測位置を図-4.3 に⽰す。実験ではグラベ
ル・パイルからの距離や本数，深度による液状化対策効果の影響を調べるために，格⼦状に配列した改良体の格⼦中央点，中央点から d mm，2d mm（杭間隔 d）
における，GL-5cm，GL-10cm，GL-15cm の計 9 ヶ所に間隙⽔圧計を設置した。
また⼟槽外に加速度計を設置し，応答加速度を確認した。
振動台（本体）900

電気制御および空気制御装置

圧力タンク

エアー
コンプレッサーf 400

520
735×635
125

18

1100

400

図-4.1 振動台模型試験の概要

1640

1200

600

125

図-4.2 ⼊⼒波形（加速度）図-4.3 間隙⽔圧計測位置

4.2 未改良地盤の液状化試験
未改良地盤の液状化試験を実施した。試験結果は過剰間隙⽔圧⽐(∆ 𝑢 ⁄𝜎 ! )を⽤
いて整理する。∆ 𝑢⁄𝜎 ! は間隙⽔圧計で計測した過剰間隙⽔圧を有効上載圧で除したものである。図-4.4 に相対密度 Dr＝60％の事例を⽰す。図には 3 つの深度における測定値を⽰している。加振により∆ 𝑢⁄𝜎 ! は急増して完全液状化を⽰す 1.0に達する。振動終了後もしばらく液状化状態が続き ∆ 𝑢⁄𝜎 ! の減少（過剰間隙⽔圧の消散）に時間を要する。過剰間隙⽔圧の消散は深い地点から進⾏して，表層地
盤の消散はやや遅れることが分かる。これは液状化が粒⼦の浮遊した状態と捉えると沈降した粒⼦は下部地盤から収まることを⽰し，表層付近は液状化状態が継続することを表す。連続体⼒学の視点で過剰間隙⽔圧の消散を考察すると，
境界条件より排⽔が⽣じて地盤深部の⽔圧消散が遅れる減少が⽣じると推測されるために，実際現象を適切に表現することが出来ない。

図-4.4 未改良地盤の液状化試験（Dr60%）

19

4.3 改良地盤の液状化試験
改良地盤の液状化試験を模型地盤の相対密度 Dr=40, 60%について実施した。
グラベル・パイルは図-4.3 に⽰すように格⼦配列に打設し，杭径を 38mm とした。間隙⽔圧計の配置も⽰している。改良率は図-3.5 に⽰す⾯積による定義を⽤
い，改良率 5，8％について試験を実施した。杭径を⼀定にするために，改良率
は杭間距離を変化して試験を実施した。
図-4.5 に相対密度が Dr=40%，改良率 8％の試験結果を⽰す。図-4.4 のDr=60%の事例に対して相対密度が⼩さいために液状化しやすい地盤と⾔えるが，⽐較的⾼い改良率のグラベル・パイルを設置したにもかかわらずに地盤表層付近では過剰間隙⽔圧⽐（∆ 𝑢⁄𝜎 ! ）が 1 に達して，液状化する結果となった。計
測位置が深いと過剰間隙⽔圧の発⽣は抑えられるが，全般的に間隙⽔圧の発⽣は顕著である。∆ 𝑢⁄𝜎 ! は加振初期にピーク値を⽰して加振中に減少する傾向が⾒られるが，これはグラベル・パイルの排⽔効果が発揮されたことによると考えられる。グラベル・パイルの排⽔効果がいつの時点から発揮されているかは不明である。排⽔効果は地盤の透⽔に起因するため，排⽔⻑の影響を受ける。本実験は⼩型模型試験のために排⽔⻑が短く，やや効果が過⼤に得られる可能性がある。
しかし，排⽔を考慮した設計では排⽔効果を排⽔⻑/杭径による基準化指標で評価できることが報告されており，この報告に従うと模型試験の⼨法によらずに図に⽰された∆ 𝑢⁄𝜎 ! の減少は実現場においても排⽔効果として期待できる。しかし，加振中の短期間に排⽔効果が得られるものの，加振初期に∆ 𝑢⁄𝜎 ! に⽐較的⼤きな過剰間隙⽔圧のピークが⽣じる点に問題があり，∆ 𝑢⁄𝜎 ! が⾼い値を⽰す間に基礎地盤がどれほど変形するかの課題が⽣じる。本研究ではこの問に答える研究を実施していないが，基本的にピーク値を抑える対策が求められる。

(a)格⼦中央(b)格⼦中央から 12cm

図-4.5 改良地盤の液状化試験（Dr40%，改良率 8%，φ38mm）

20図-4.5 にて深さ⽅向に∆ 𝑢⁄𝜎 ! のピーク値が減少するのは，締固め試験で考察したように地表⾯付近はグラベル・パイルによる締固め効果が低いことを反映すると考えられる。図には格⼦内と格⼦外の計測を⽰したが，やや格⼦内の観測値の∆ 𝑢⁄𝜎 ! が低い値を⽰すが，ほとんど差異は⾒られない結果となった。
図-4.6 に相対密度が Dr=60%，改良率 8％の試験結果を⽰す。図-4.5 に⽐較すると∆ 𝑢⁄𝜎 ! が極めて⼩さく，改良率が等しいものの相対密度が Dr=60%の場
合には液状化対策効果が顕著に現れることが分かった。このように，グラベル・パイルの液状化対策効果は地盤の相対密度に影響されるために，効果の定量的な評価において相対密度の考慮が不可⽋である。
図-4.7 に相対密度が Dr=60%，!
改良率 5％の試験結果を⽰すが，∆ 𝑢⁄𝜎 の低下は限定的であり，グラベル・パイルの設計では適切な改良率の設定が重要であることが⽰された。

(a)格⼦中央(b)格⼦中央から 12cm

図-4.6 改良地盤の液状化試験（Dr60%，改良率 8%，φ38mm）(a)格⼦中央(b)格⼦中央から 14cm

図-4.7 改良地盤の液状化試験（Dr60%，改良率 5%，φ38mm）

21

第 6 章 RI コーン貫入試験による現地実証試験｜70

第 6 章 RI コーン貫入試験機を用いた現地実証試験
6.1 はじめに5. 締固め効果に関する実規模現地試験
本研究ではこれまで室内試験によってグラベルパイルの締固め効果について検討してきた．試験結果よりグラベルパイル打設後地盤では未対策地盤に比べ締固め効果の発現によグラベル・パイルの液状化対策効果については⼩型模型試験を⽤いて検討しりコーン貫入抵抗値が増加することがわかっている．これまでに得られた試験結果を定量たが，模型試験には模型地盤の⼨法効果の影響が懸念される。本研究では，グラ的に整理した結果，経験的に打設前地盤の初期相対密度に応じて改良率を設定し打設後地
ベル・パイルの実規模施⼯を実施して現地試験により液状化対策効果を計測す
盤の換算相対密度を導く方法を提案した．しかしながら室内試験と現地試験ではスケールる。計測は 3 成分コーン貫⼊試験を⽤いた。試験の⽬的は⼩型模型試験で得らや境界条件が異なることから，実施工に適用可能かは定かではない．したがって現地試験
れた試験結果が実規模試験に適⽤できるか検証することにある。
を実施し，室内試験と現地試験の改良効果を比較することとした．本年度実施予定であった現地試験はコロナウイルスによる緊急事態宣言によって施工業者が往来できなくなり延5.1 現地試験の概要期となった．本章では試験計画と結果の整理方法について記述する．
現場試験は国⼟交通省北陸地⽅整備局信濃川下流事務所三条出張所所管の新6.2潟県南蒲原郡⽥上町横場新⽥地区河道掘削地で実施した。試験地位置は図-5.1，
試験計画
6.2.1
試験施工地
ボーリング調査結果を図-5.2に⽰す。ボーリング調査結果より現地は GL-10m
試験施工箇所予定地としては横場新田地区河道掘削地を選定した．試験地位置は図-6.1まで砂質⼟で構成されている。グラベル・パイルの施⼯は杭⻑ 4m であるため試にボーリング調査結果を図-6.2に示す．ボーリング調査結果より横場新田は GL-10 まで砂験では深さ 0~5m の地盤が重要であるが，概ね緩い中砂で構成されており，ま質土で構成されている．
0~5m の大部分は緩い中砂で構成されており地た地下⽔位は深さ 測定予定深度である
1.5m 程度に位置するため，現地試験に適した地盤である。同下水位は1.5m 程度に位置している．よって N 値等の強度測定試験結果は得られていないが地点は信濃川の河川敷に当たり，砂質⼟の採取地になっており，表層地盤は図十分液状化しやすい地盤であると考えられる．
5.2 の調査から 1m ほど掘削して整地している（図-5.3）。

新潟市街地

阿賀野川
横場新⽥地区
河道掘削地点信濃川

試験位置
図-6.1 図-5.1
横場新田地区の位置

図-5.2
ボーリング柱状図
図-6.2
現地ボーリング調査図

現地試験ではグラベル・パイルの地盤改良効果について表-5.1，5.2 の検討を実施する。表-5.1 では単杭の打設に伴う地盤の改良効果について杭中⼼からの距離を変化させて 3 成分コーン貫⼊試験を実施する。この試験は⼩型模型試験長 岡 技 術 科 学 大 学の図-3.10 に対応する。改良率に伴う貫⼊抵抗の増加を調べ，杭径による差異についても検討する。⼀⽅，表-5.2 では格⼦配列による杭打設に伴う地盤改良効果
について格⼦中央点で 3 成分コーン貫⼊試験を実施する。⼩型模型試験の図22

3.13 に対応しており，同様に改良率による地盤改良効果を調査する計画である。
グラベル・パイルは杭径 350mm，杭⻑ 4000mm が標準であり，宅地地盤の改良
では杭中⼼の間隔 1500mm を⽤いる事例が多い。本試験でも標準配置を中⼼に実験を実施する。試験の配置を図-5.4 に⽰す。写真-5.1，5.2 にグラベル・パイ
ルの打設状況および 3 成分コーン貫⼊試験の実施状況を⽰す。

図-5.3 横場新⽥地区河道（河川敷）掘削地
表-5.1 単杭による地盤改良効果の検討
試験ケース

杭数

杭径
（㎜）

測定距離
（㎜）

改良率
（％）

備考

A-0

0

-

0

0

未改良

A-1

1

350

1500

1.4

C-1と共通

A-2

1

350

670

5

A-3

1

350

500

8

A-4

1

350

400

11

B-1

1

430

900

5

A-2と⽐較

表-5.2 格⼦配列杭中央における地盤改良効果の検討
試験ケース

杭数

杭径
（㎜）

測定距離
（㎜）

改良率
（％）

備考

D-1

4

350

1500

4.3

格⼦中央点

D-2

4

350

1500

9.6

格⼦中央点

23

図-5.4 グラベル・パイルの施⼯と地盤調査位置

写真-5.1 グラベル・パイルの施⼯

写真-5.2 3 成分コーン貫⼊試験

なお，現地試験にあたっては試験場所を信濃川下流事務所三条出張所にご提供いただいた。またグラベル・パイルの施⼯は（株）グランテックに，3 成分コーン貫⼊試験など地盤調査は（株）興和にご協⼒を頂きました。ご⽀援に対して深い謝意を表します。
5.2 試験結果の考察
3 成分コーン貫⼊試験では，先端抵抗，周⾯摩擦，間隙⽔圧を測定できるが，本研究では⼩型模型試験との⽐較のためにコーンを貫⼊する際の全抵抗⼒（貫⼊抵抗⼒と称する）についても計測した。図-5.5，5.6 に試験結果の典型例を⽰24

す。図-5.5 は未改良地盤，図-5.6 は単杭施⼯時（杭中⼼からの距離）の 3 成分コーン貫⼊試験の結果を⽰す。図にはラジオ・アイソトープを⽤いた密度検層の結果についても⽰している。地盤は表層および深さ 7m に礫混じり砂が分布する

図-5.5 未改良地盤の 3 成分コーン貫⼊試験（A-0）

図-5.6 単杭打設時の 3 成分コーン貫⼊試験（A-3：改良率 8%）25が，概ね砂質地盤が分布する。図-5.7 に対応して実施した標準貫⼊試験の N 値分布を⽰す。未改良地盤のコーン貫⼊試験と同様の結果が得られ，表層の砂質⼟は N 値が 5-10 程度の緩い砂質⼟であり，部分的に細粒分を含んでいる。地下⽔
位は深さ 0.5m であるが，この結果は 3 成分コーン貫⼊試験の⽔圧分布とよく対応する。貫⼊試験値は先端抵抗，周⾯摩擦ともに深さ⽅向に増加するが，地盤堆積状況を反映してばらつきを⽰す。図-5.5 にはコーン貫⼊試験の換算 N 値を⽰
すが，標準貫⼊試験と概ね⼀致する結果が得られた。
現地⼟の物理・⼒学試験の結果を表-5.3 に⽰す。地盤は平均粒径が 0.4mm の中砂であり，均等係数は Uc=D60/D10=1.96 と粒径が揃っている。地盤の相対密度は 20−25%の⾮常に緩い砂質⼟である。⼒学試験は三軸試験および液状化
強度試験を実施したが，現地の相対密度に調整した採取⼟に対して試験を実施した。内部摩擦⾓はφ=33.2°，液状化強度は
R =0.155 である。
ボーリング柱状図 L20
調査

名

実規模ＧＰによる地盤の締固め効果の検証試験
ボーリングNo

事業・工事名Bor-1

ボーリング名発 注 機 関

シートNo

調査位置

新潟県南蒲原郡田上町横場新田地内

株式会社グランテック
株式会社

調査業者名

調査期間 令 和 3 年 3 月 1 0 日 ～ 3 年 3 月 1 5 日 東
現
場
代 理 人

興和

電話 ( 0 2 5 - 2 8 1 - 5 1 3 5 ) 主 任 技 師

角 180ﾟ

総 掘 進 長11.45m

度

下
0ﾟ

土

色 相 相

質

対 対

区

密 稠

分

調 度 度

標

標

層

深

柱

尺

高

厚

度

状

上

北 0ﾟ
0ﾟ
270ﾟ
90ﾟ
西
東
向
180ﾟ 南

方
90ﾟ
0ﾟ

地
盤
勾
配

水平0ﾟ
鉛
直
90ﾟ 0ﾟ

記

使
試 錐 機
用
機
種 エンジン広大(m) (m) (m) (m)

図

事

1

1.15

1

2

2

5

8

12

13

33

1

1

19

15

2

3

3

3

3

4

1

1

1

3

8

31

5

13

経139ﾟ

ボｰリング
責 任 者

ハンマー
落下用具

半自動

NFAD8-EK

ポ ン プ

HA4B

貫 入 試 験N

2'

榎本

YBM-05

9.61"
昌行

原 位 置 試 験 試料採取 室 掘
内
深 試 験 名 深 試 採 試
験 進
および結果
料 取
度
度
月
番 方

値

～
～
～

孔
標 準
内
水
打
深 10cmごとの 撃
位
打撃回数 回(m)
数／
度 0 10 20 /
測
貫
定
入
月
量
(m)
10
20
30
(cm) 0
日

岡田

10

20

30

40

50

60

(m)

(m) 号 法

)

施工面
+2.4m

コ
ア
鑑 定 者

緯 37ﾟ 42' 10.31"(

孔 口 標 高

北

日

5

1.48

2
緩
い

中
細
砂

4

茶
褐

～

3

中
ぐ
ら
い

砂質土主体で、中細砂である。全体
的に粗砂・小礫が少量混入する。
粒径はやや不均一で、場所によりシルト分が絡む。
深度2.5～2.7m間、シルトを挟む。
深度4m貫入試料、酸化色を呈する。
深度5m付近、含水が多く、掘削泥水の漏水が見られる。

3/13
3/12
2.80
2.90

2
34

2

2.49
3.15

8
30

8

3.45
4.15

10
30

10

4.45

含水は中位。

5

2.15

5.15

13

3

5.46

6

6.15

4

4

30

13

6.45

7

-4.60

7.00

7.00

中
砂

8
9

-6.70

2.10

茶
褐

中
ぐ
ら
い

9.10

上層より締まりが密な砂質土で、中砂が主体。粗砂・小礫がが混入し、粒径は不均質。
僅かに腐植物を含む。
深度8m貫入試料、粗砂・小礫の混入がやや多い。
含水は中位。

6

6

8

6

6

7

9

13

16

10.15 10

12

15

13

15

7.15

20
30

8.15

19
30

11
-9.05

2.35

暗
灰

密
な

締まりが密な砂質土で、中細砂を呈する。粗砂・小礫を少量含み、粒径は不均質である。
深度9.7m付近より、色調が茶褐色から暗灰色に変化する。
含水は中位。

19

8.45
9.15

38
30

中
細
砂

10

20

7.45

38

9.45

37
30

37

10.45
11.15 11

11.45

39
30

39

11.45

図-5.7 標準貫⼊試験結果

26

3
12

表-5.3 砂質⼟の物理・⼒学特性
含水比 w

16.70%

最大粒径

4.75mm

湿潤密度 !!

1.609g/cm3

60% 粒径 D60

0.4607mm

乾燥密度 !"
粘着力 "#$

1.379g/cm3

50% 粒径D500.4100mm

2.1kN/m2

10% 粒径 D100.2354mm

内部摩擦角 Φ #$33.2°

均等係数 &#

1.96

液状化強度 $%&'

0.155

最大間隙比 %max

1.013

相対密度 Dr

22.2%

最小間隙比 %min

0.929

3 成分コーン貫⼊抵抗値はばらつきのあることから，データ整理における信頼区間の検討を実施した。表層付近は，①応⼒が⼩さく地盤のばらつきの影響を受けやすいこと，②地下⽔位以下の飽和地盤を対象とすること，③グラベル・パイ
ルを打設すると抜け上がりを⽣じて地盤改良効果が⼗分に発揮されないこと，を考慮して 1.5m より深い地盤を対象とする。また，深部は杭先端部分に近い領域は杭の押し込みによる影響を受けやすいがデータからは前後のデータに差異のないことから，データ区間を⼤きく取ることを優先してパイル⻑の 4m を考慮して，データ整理区間を 1.5−4.0m とした。
表-5.1 に⽰す単杭による地盤改良効果に関する現地試験について，試験結果
を図-5.8 に⽰す。図には先端抵抗，周⾯摩擦，貫⼊抵抗⽐の計測結果を改良率に対して整理した。計測値にはばらつきが⼤きいことから試験結果の平均値とばらつきの幅を⽰した。改良率が⾼いほどグラベル・パイルに近い地点での試験結果を表しており，改良率が低いと未改良地盤の試験結果に等しくなる。しかし，
図では先端抵抗，周⾯摩擦，貫⼊抵抗⽐ともに改良率が⾼いほど減少する結果が得られ，試験前に想定した改良率とともに各値が増加する結果は得られずに，逆の結果となった。未改良地盤よりも貫⼊抵抗が⼩さくなることから考えられる
ことは，現地地盤の相対密度が 22%程度と極めて⼩さく，グラベル・パイルを打設しても地盤の締固め効果が⼗分に発揮されないことが原因と考えられる。
相対密度が⼩さい場合にグラベル・パイルの地盤改良効果が得られない事例は，
例えば図-4.5 に⽰す相対密度 Dr40%，改良率 8%（φ38mm）の振動台模型試験
による液状化試験においても荷重間隙⽔圧の抑制効果が得られないことから確認できる。しかし，図-5.8 ではグラベル・パイルの単杭を打設してもなお未改良
地盤の貫⼊抵抗を下回る貫⼊抵抗を⽰すことから，現地地盤ではパイルの施⼯により地盤が撹乱されて強度低下を⽣じた影響が現れたものと思われる。現地
地盤は緩い砂質地盤であることから，初期にどのような地盤の構造⾻格を有しているのか定かでないが，結果としてパイルの打設によって構造⾻格が低位化
して貫⼊抵抗が減少したものと考えられる。この事例は地盤改良において地盤
27

（a）先端抵抗（b）周⾯摩擦（c）貫⼊抵抗⽐
図-5.8 単杭による地盤改良効果（現地試験）

28

の相対密度に応じた施⼯が必要であることを⽰している。
図-5.8 には現地試験において杭径の違いによる貫⼊抵抗の差異を１ケースであるが調査している。先端抵抗，周⾯摩擦，貫⼊抵抗⽐の各図に径 430mm の事例を⽰したが，径 350mm の事例とよく⼀致した結果を⽰すことが⽰された。この結果は⼩型模型試験でも同様の結果が得られており，グラベル・パイルの地盤改良効果は⾯積⽐による改良率によって表現できることが分かる。
次に表-5.2 に⽰す格⼦配列によるグラベル・パイルの地盤改良効果に関する
現地試験について，試験結果を図-5.9 に⽰す。図には先端抵抗，周⾯摩擦，貫⼊抵抗⽐の計測結果を改良率に対して整理するが，図-5.8 とは逆に先端抵抗，周⾯摩擦，貫⼊抵抗⽐ともに改良率が⾼いほど増加する結果が得られた。この結果は試験前に想定する，改良率とともに各値が増加する結果となった。したがって，
格⼦配列の場合には格⼦を形成する４本のグラベル・パイルの複合的な効果が得られ，単杭の場合には貫⼊抵抗⽐が低下していたものが上昇する結果が得られた。
格⼦配列の地盤改良効果に対する試験結果を⼩型模型試験および現地試験について整理した結果を図-5.9 に⽰す。⼩型模型試験と現地試験はコーン貫⼊試
験のスペックが異なるために単純な⽐較の難しいことから，図では地盤改良効
果（対策後の貫⼊抵抗⽐／未改良地盤の貫⼊抵抗⽐）と改良率で整理した。残念ながら，現地試験の地盤の相対密度が 22%と⼩型模型試験では作成が困難なほ
どの緩い砂質地盤であるために，直接的な⽐較ができないが，⼩型模型試験を含めた試験結果は地盤の相対密度の観点から整合的な結果が得られた。

図-5.10 格⼦配列による地盤改良効果（相対密度の差異）
29

（a）先端抵抗（b）周⾯摩擦（c）貫⼊抵抗⽐
図-5.9 格⼦配列による地盤改良効果（現地試験）

30

6. 結論
本研究で得られた結論を箇条書きにする。
1. グラベル・パイルの液状化対策効果を調べるためにコーン貫⼊試験を実施した。⼩型模型試験による検討の結果，単杭の場合には杭径によらずに⾯積⽐による改良率でグラベル・パイルの地盤改良効果を表現することを⽰した。
格⼦配列の場合は単杭の改良率と定義は異なるが，やはり杭径によらずに⾯積⽐を⽤いた改良率で整理できることを⽰した。地盤の相対密度を変化した検討を実施したが，相対密度によらずに同様の結果が得られた。改良率については現地試験により同様の検討を実施して，その有効性を確認した。
2. ⼩型模型試験を⽤いて，グラベル・パイルの液状化対策効果を改良率に対して整理した。単杭の場合には，相対密度が⼩さいほど改良率に対する貫⼊抵抗⽐の増加割合は⼤きく，相対密度が⼤きいと改良率に対する貫⼊抵抗⽐の増加割合は減少して改良効果の頭打ちが⽣じた。Dr=80%近くではグラベ
ル・パイルの締固めとせん断による膨張がキャンセル・アウトして地盤改良効果が確認できなかった。
3. グラベル・パイルを格⼦配列に配置する場合の改良効果を⼩型模型試験により調査した。単杭と同様の結果が得られたが，単杭に⽐較して格⼦配列の地

4.
5.

6.

7.

盤改良効果は⾮常に⼤きいことが確認された。そのために，相対密度がDr=60%においても改良率が 8%→15%で改良効果の顕著な頭打ちが観測された。
⼩型模型試験における単杭の改良効果と格⼦配列の改良効果の関係については今後の課題に残された。
振動台模型試験を⽤いてグラベル・パイルによる地盤の過剰間隙⽔圧の発⽣の抑制効果を調査した。その結果，改良率を等しくして地盤の相対密度を変化させた試験を実施すると，相対密度が⼩さい場合（Dr=40%）に地盤改良効果が⼩さく，相対密度が⼤きい場合（Dr=60%）に適正な液状化対策効果が確認された。グラベル・パイルによる液状化対策は相対密度を考慮した設計の必要なことが確認された。
グラベル・パイルの液状化対策効果における排⽔効果は，過剰間隙⽔圧の発⽣によって励起されるために，排⽔効果の発現は間隙⽔圧の発⽣以降になる。
加振中における排⽔効果は確かに確認できるが，液状化対策としては加振初期の過剰間隙⽔圧の発⽣を抑制することが望ましい。
新潟県南蒲原郡⽥上町横場新⽥地区における信濃川の河道掘削地でグラベ
ル・パイルの実規模現地試験を実施した。現地試験は地盤性状や施⼯のばらつきがあるために，少ない試験結果を⽤いて結論つけることは難しいが，単31

杭の場合に杭径によらずに⾯積⽐による改良率でグラベル・パイルの地盤改良効果を表現できる可能性を⽰した。
8. 現場試験より単杭の場合に改良率に対してコーン貫⼊抵抗が減少する逆転現象が⽣じた。しかし，現地地盤の相対密度は Dr=22%と極めてルーズであり，パイルの挿⼊による地盤の圧縮と地盤のせん断破壊の影響がキャンセ
ル・アウトして，試験結果ではむしろ貫⼊抵抗が低下する結果が発現したものと考える。
9. 現地試験で格⼦配列の施⼯を実施すると，コーン貫⼊抵抗の上昇が確認できた。格⼦配列は四隅の杭の影響が重なるために単杭では得られなかった改良
効果が発現したと考えられる。格⼦配列の地盤改良効果を⼩型模型試験および現地試験結果を取りまとめて地盤改良率（改良地盤の貫⼊抵抗⽐／未改良
地盤の改良抵抗⽐）で整理すると，概ね相対密度による改良効果を整理することが出来た。

参考⽂献
1. ⼭崎浩之：液状化対策としての締固め⼯法の設計法に関する研究，港湾空
2.

3.

4.
5.
6.

港技術研究所資料，No.1220，2010．
伊藤克彦・中島豊・⼤北康治・⼤⽯博：突き棒を⽤いた砕⽯ドレーン⼯法
における周辺地盤の締固め効果，⼟⽊学会論⽂集，No.444，Ⅵ-16，2130，1992．
⾼⽥徹・関平和・松本樹典・藤井衛・松下克也・佐藤隆：三成分コーン貫⼊試験による宅盤の評価⼿法に関する考察，地盤⼯学ジャーナル，Vol.4，
No. 2，157-170，2009.
⽇本建築学会：⼩規模建築物基礎設計例集，154-166，2011.
⽇本建築学会：建築基礎構造設計指針，2001.
鈴⽊康嗣・時松孝次・古⼭⽥耕司：地震時の液状化事例とコーン貫⼊試験
結果の関係，⽇本建築学会構造系論⽂集，571 号，95-102，2003.

32