技術資料

既設杭基礎の耐震補強工法の改良体抵抗特性に関する一考察
角田富士夫

畠山乃

江川拓也

判別し脆弱性を論じている。

１．はじめに加えて、北海道に分布する特殊土である泥炭性軟弱
道路橋既設杭基礎の耐震補強工法であるコンポジッ

地盤や液状化地盤に根入れされている既設杭基礎は、トパイル工法の課題は、実験・解析により要求性能を地震時に土のせん断強度が過小となり杭が損壊した場満足する性能検証結果を提示することである。このこ合はさらに橋梁全体の機能を損ねる可能性もある。ことにより、発注機関側や設計業務請負側双方の橋梁技のため、当研究所では、既設杭の周囲に固化改良体を術者が採用に当たり、合理的かつ有用な構造物基礎の併設し基礎の補強を図るコンポジットパイル工法3)を耐震補強技術の性能を適切に評価し説明することがで提案した。

きる。既往の研究 では、コンポジットパイル工法で
1)補強を図った既設杭が新設橋梁設計法と同様の要求性

３．コンポジットパイル工法と特記事項

能を満足することを実験により検証した。本研究ではさらなる検証を行うため同実験結果をもとに、分析に既設杭基礎の耐震補強は主に新しい構造体を付加しよる降伏点を定め可逆性を有する弾性限界変位を評価て杭体の耐力を増加させる工法があり、種々の手法がした。また、改良地盤の限界状態について考察し、弾ある中で増し杭等が採用される。しかし、これらの工性限界変位をもとに塑性率によって当工法の改良地盤法を選定しても、北海道の泥炭性軟弱地盤や液状化地の抵抗特性を確認し、杭基礎設計基準への適合性を評

盤における既設杭基礎に対しては、杭体の耐力を増加価した。

させる補強設計が成立しない事象が生じる可能性がある。例えば許容塑性率を減じる部材照査の際に、増し２．既設杭基礎の耐震補強工法に関わる背景

杭により荷重分担を低減しても耐震性能不足は一向に解消されないため既設杭を無視する計算を行う場合、近年、北海道では、海溝沿いで発生する巨大地震の既設杭軸力伝達検証が不十分となり対応に限界が生じ切迫性が認識されており、経済活動を支える基盤としる事例などである。この対処の一つでありやむを得なての社会インフラの甚大な損害が危惧される。道路ネい手段として杭周囲地盤を改良し水平地盤反力の増加

ットワークを形成する道路橋においては、1995年に発効果を期待し固化改良体を地盤と見なす耐震補強法が生した内陸直下型地震である兵庫県南部地震を契機と挙げられる。この増加効果は地震力のエネルギーの吸して、上下部工に耐震補強が施されてきた。一方、既収も期待できる。このような着想のもと北海道の地盤設杭基礎の補強は、基礎が地中にあることから施工上を対象とする耐震補強法として発案したのが先に述べの制約やコスト高が懸念され、上下部工の耐震補強にたコンポジットパイル工法である。ただし、杭体の耐よって基礎に負荷が掛かからないように設計され、極力を増加させる工法の対応に限界があった場合を想定力基礎補強を回避するよう処置されてきた。また、震しているため、最初の工法検討においてコストを基準

災時に基礎の破壊によって落橋した事例がなかったこに安易に比較や採用し難いことや北海道に限定されるともあり優先度は低かった。

工法であることに留意が必要である。

しかし、中谷ら は、研究当時の最新基準であった同工法の概要図を図－1に示す。既設杭基礎周囲

平成14年の道路橋示方書Ⅴの耐震性能評価に基づいに改良体効果を見込む領域は、杭特性長1/βの深さかて、液状化の判定技術が導入された昭和46年道路橋耐

ら受働土圧45°+φ/2の勾配で立ち上げた水平範囲で

震設計指針より前に設計された場所打ち杭基礎や、平100%改良とし、深さは良質層に着底させた四角形範

成8年道路橋示方書より前に設計された既成コンクリ囲とする。改良体強度に関しては、極端な低強度になート杭のうちRC杭基礎を、耐震性の劣る基礎としてれば泥炭の繊維分の影響で品質のばらつきが大きくな

2)

10

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既設杭基礎
浅層混合処理工法
中層混合処理工法
改良A

改良B

1/β

中空45°+φ/2

良質層1.浅層混合処理工法 － 改良Ａ
フーチング底面から上部

図－2

道路橋基礎の水平力P ～水平変位δ 関係4)

2.中層混合処理工法 － 改良Ｂ
軟弱層または液状化層
3.フーチング直下の杭間は原則改良しない

図－1

コンポジットパイル工法の概要図

重後も強度を保持している性能を対象としている。橋の供用性と修復性の観点から見れば、緊急輸送道路の橋の機能を応急処置で速やかに回復できる観点では同り均一性が確保できない懸念がある一方、高強度ではじだが、基礎の恒久復旧の難度によってⅢとⅣは区別改良体は地盤と見なしえない一体構造型の耐震補強工されている。また、損傷度Ⅴは復元力が喪失した状態法となることが考えられる。そのため、一軸圧縮強さである。ゆえに、緊急輸送道路橋の基礎に対しては、でqu=300kN/m2程度を標準とし適切な品質管理が必要

塑性化を期待する方が合理的な場合は損傷度Ⅳの区分である。施工方法は、先ず杭に変位の影響を及ぼさなを配慮するなど、個別の橋毎に限界状態を選択し照査いよう近傍に低変位型地盤改良工を行い、地中部に中する必要がある。その際、限界状態の照査値を適切な層混合処理工法を改良後、フーチング底面から上部は工学指標に置き換える必要があるが、過去の載荷試験浅層混合処理工法で施工する手順となる。現場条件に結果等5)に基づき適切に設定された塑性率を目安としおける優位性は、桁下が低空頭や狭隘な施工現場でもている。

施工可能な種々の機械が開発されていることが挙げられる。

一方、道路橋示方書6)の改良体に関する規程によると、基礎本体の剛性を高める等の設計上の対応に限界がある場合には、やむを得ず基礎周辺地盤を改良する事を許容している。ただし、改良地盤の破壊による抵４．杭基礎の限界状態抗の喪失や回復まで考慮した基礎の抵抗特性や限界状杭基礎を含めた既設道路橋基礎の今後の要求性能の態・適切な設計照査法・施工管理法などの検証を採用確保について、平成27年に国土交通省道路局国道・防条件としている。補修補強であるコンポジットパイル災課より、平成24年道路橋示方書Ⅴの耐震性能を満足工法でもこの基準による必要がある。これらの採用条する観点から図－2等を含む事務連絡が通達されてい件のうち改良地盤の破壊による抵抗の喪失や回復までる 。本事務連絡は、既設杭基礎において耐震性の過考慮した基礎の抵抗特性や限界状態・適切な設計照査

小なものに対する耐震補強の必要性を示しているもの

法について性能検証を通じ杭基礎の要求性能を確保すである。同時に、既設杭基礎および補強を施した既設ることを評価する必要があった。そのアプローチとし杭基礎が地震時に強度保持を継続し、その後も復元力て、本研究では単杭を用いた正負交番静的水平載荷模が急激に喪失しないこととする要求性能の確保を義務型実験から弾性限界変位点を評価するとともに弾性的付けている。図－2において、損傷度ⅠとⅡは復元力挙動を超えた限界状態を考察する。さらに、弾性限界が弾性的挙動を示す限界状態である。Ⅰでは杭部材単変位点をもとに工学指標である塑性率によって改良地体の性能を対象とし、Ⅱでは杭基礎全体系としての性盤の抵抗状態を考察し当工法の杭基礎設計基準への適能を対象としている。損傷度ⅢとⅣは基礎に塑性化を合性を確認することとした。

4)

期待する場合の限界状態である。Ⅲでは強度増加が見込まれ最大荷重までの性能を対象とし、Ⅳでは最大荷
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

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時の残留変位を縦軸にプロットし残留変位が急増する

５．耐震補強工の弾性限界変位点、すなわち線形関係の折れ点に着目すれば、弾性限５．１

水平方向の弾性限界変位について界変位点を比較的簡単に得られる可能性がある8)。よ

部材等としての水平荷重を支持する能力が確保さって、既述の水平載荷模型実験より正側の残留変位－れ、挙動等に可逆性を有するとみなせる限界の状態

最大変位の関係から弾性限界変位点を求め改良体の有を評価するため、既往の室内模型実験 により可逆性無で比較した。

を有する水平方向の弾性限界変位点を求め、その評

５．１．２

7)

数学的方法

価に際し工学的方法と数学的方法を比較して適正な工学的方法に対し数学的方法は、実験により得られる変位点を定めることとした。実験は大型せん断土槽る正側の各サイクルの最終荷重時プロット点を回帰曲を用い杭径の50%まで載荷した変位制御連続載荷方式

線にあてはめて主観的な評価を入れずに弾性限界変位による多サイクル正負交番試験である。ケース1では点を求めるものである。この回帰曲線に式(1)のよう土槽の上層を未対策の泥炭性軟弱地盤、中間層を砂なWeibull曲線を適用した。

質土地盤、下層を支持地盤とし、ケース2ではコンポジットパイル工法を模して、上層の杭周囲を改良体ܲ ൌ ܲ௠௔௫ ቊ1 െ ݁とし深さ1/βから受働土圧の作用勾配θ=45°＋φ/2の影響範囲を補強している。図－3に実験ケース2の略図

ೄ ೘ቁഃೞ

ିቀ(1)

ቋ を示す。改良体は、一軸圧縮強さでqu=300kN/m2相当

ここで、P：水平荷重、S：水平変位、Pmax：極限荷重、で全改良である。試験杭は鋼管単杭を用い、諸元をδs：弾性限界変位点に該当する基準変位量、m：変位

杭径D=101.6mm、長さL=1000mmとし、支持地盤に指数である。降伏荷重P yが常にP y≒0.63P maxとなるよ100mm貫入した先端支持杭である。

うにS=δsを式(1)に代入して求められる。このように

５．１．１

Weibull曲線は確率分布曲線であることから信頼性設

工学的方法

水平載荷実験結果から得られる水平荷重－水平変位計に寄与できる。回帰分析は、式(1)に実験測定値P、の包絡曲線は、荷重の増加とともに変位軸に平行となSをあてはめ最小2乗法によってPmax、δs、mを決定し、る傾向がある。弾性限界変位点の把握は、変位が急増工学的方法に対する弾性限界変位と比較した。ただする点として明確な屈曲点が存在すれば視覚的に評価し、m値はおおよそ0.6～1.5の範囲にあるとされていが可能であり簡易である。しかし、曲線の屈曲点が明ることから1を標準としてWeibull曲線のフィッティン確でなければ図形の捉え方如何によって異なる値を評グを行い、残留変位の急増点を基準にして残差平方和価する場合もある。そこで、多サイクルで連続載荷さを最小化させる最適なm値が存在すれば、そのm値をれる各最終荷重時の変位を横軸に、荷重を0に戻した0.6～1.5の範囲で決定する手法を取った。
５．２

結果

図－4に既往実験 7)の水平荷重－水平変位関係を示す。最大変位50mmにおける荷重を比較すると、改良体で補強したケースの方が4倍大きい抵抗を発揮し、未改良よりも耐震補強効果が確認できる。両ケースと(砂質土)(砂質土)も屈曲点で弾性限界変位点を図上目視判断すると、個人差にもよるが読み取り誤差が発生する可能性があると考えられる。
図－5に残留変位－最大変位関係を示す。直線で近似しその折れ点である残留変位の急増点を評価する

単位：mmと、 未改良における弾性限界変位は11.2mmとなり、改良したケースの弾性限界変位は6.4mmとなった。それぞれ杭径の11.0%、6.3%に相当し未改良と改良のケースに有意な差が認められる。また、図－6にWeibull
図－312実験の概要(ケース2)曲線のフィッティングを示す。この曲線から算出され
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15151215121291512915961296
12
水平荷重（kN）
水平荷重（kN）
水平荷重（kN）

水平荷重（kN）
水平荷重（kN）
水平荷重（kN）

1563
930
60-33-3-60-6-9-3-9-12-663
930
60-33-3-60-6-9-3-9-12-6-12-15-9-12-15-9-60 -50 -40 -30 -20 -10 0
10 20 30 40 50 60-60 -50 -40 -30 -20 -10 0
10 20-15-15-12 -60 -50 -40 -30 -20 水平変位（mm）-12 -60 -50 -40 -30 -20 水平変位（mm）-10 0
10 20 30 40 50 60-10 010 20(b)改良
水平変位（mm）
水平変位（mm）(a)未改良-15-15-60 -50 -40 -30 -20 -10 0-60 -50 -40 -30 -20 (b)改良-10 0
10 20(a)未改良10 20 30 40 50 607) 7)
図－4水平変位（mm）
水平変位（mm）
図－4 水平荷重－水平変位関係
水平荷重－水平変位関係(a)未改良40

図－4

水平荷重－水平変位関係

図－4

水平荷重－水平変位関係

404035弾性限界変位：11.2mm

253020弾性限界変位：11.2mm

残留変位（mm）
残留変位（mm）
残留変位（mm）

残留変位（mm）
残留変位（mm）
残留変位（mm）

354030弾性限界変位：11.2mm

3035252025151520101015
50100100010203040
20 最大変位（mm）
3040
最大変位（mm）(a)未改良203040(a)未改良
最大変位（mm）(a)未改良60

5060

30405060(b)改良7)弾性限界変位：6.4mm

303525弾性限界変位：6.4mm

253020弾性限界変位：6.4mm

2025151520
10101555060

50

60050102040

50

60

01050

60

01020 最大変位（mm）
30
40
最大変位（mm）(b)改良
203040(b)改良
最大変位（mm）

50

60

05060

図－5 残留変位－最大変位関係
図－5 残留変位－最大変位関係
残留変位－最大変位関係
図－530(b)改良

16161.0
図－5 ‫ ݏ‬残留変位－最大変位関係ቁܲ ൌ 3.95 ൬1 െ ݁ െቀ11.93

1614

൰1214101.0
‫ݏ‬
ቁ
11.93
൰

101288106684462

弾性限界変位：11.9mm

00

101000102030
4020 水平変位（mm）
3040
水平変位（mm）(a)未改良203040(a)未改良
水平変位（mm）

弾性限界変位：11.9mm(a)未改良寒地土木研究所月報№807

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൰

141210弾性限界変位：7.6mm

0.6

ቁ

൰

弾性限界変位：7.6mm8106

弾性限界変位：7.6mm

864462240

弾性限界変位：11.9mm

240‫ݏ‬ܲ ൌ 14.47 ൬1 െ ݁ െቀ7.60

101280.6ቁ

‫ ݏ‬0.6
ቁܲ ൌ 14.47 ൬1 െ ݁ െቀ7.60 ൰141612載荷荷重（kN）
載荷荷重（kN）
載荷荷重（kN）

ܲ ൌ 3.95 ൬1 െ ݁െቀ‫ݏ‬ܲ ൌ 14.47 ൬1 െ ݁ െቀ7.60

16141.0‫ݏ‬ቁܲ ൌ 3.95 ൬1 െ ݁ െቀ11.93 ൰

141612載荷荷重（kN）
載荷荷重（kN）
載荷荷重（kN）

50

40

510010500240304035354030507)

30

50
5060

2060

0102040

50

60

01050

60

01020 水平変位（mm）
3040(b)改良
水平変位（mm）
20 (b)改良
3040
水平変位（mm）

5060

05060

30

図－6 Weibull 曲線から求めた弾性限界変位(b)改良
図－6 Weibull 曲線から求めた弾性限界変位
図－6 Weibull曲線から求めた弾性限界変位
図－6 Weibull 曲線から求めた弾性限界変位13た未改良における弾性限界変位は11.9mmとなり、改杭の載荷方向の前背面に泥炭地盤が隆起するせん断変良における弾性限界変位は7.6mmとなった。それぞれ形が認められ大きく変状していた。一方、図－5の残杭径の11.7%、7.5%に相当する。これらも未改良と同留変位－最大変位関係に見られるように、改良はその様な差が認められる。残留変位の急増点とWeibull曲比率が一定であり安定した水平抵抗を保持しているこ線のフィッティングで比較してみると両ケースともにとがわかる。また、図－6のWeibull曲線に見られるよよく近似していることがわかる。残留変位の急増点をうに、弾性限界変位を超える強度増加が改良のケース見つけ出す工学的方法は主観的に線形回帰を設定してで高いことが見てとれる。よって、改良地盤の破壊にいるものの弾性限界変位の結果への影響は無く、また、よる抵抗の喪失が無く抵抗特性を維持できると評価で数学的方法も有効な評価手法であると言える。よっきる。て、改良のケースでは数学的方法によっても信頼性のある値を求められることがわかった。新道路橋示方書

７．塑性率による杭基礎設計基準への適合性

では、橋脚基礎の杭の水平変位の制限値を算出するための降伏変位を数学的方法によって杭径の5%と規定

杭体の終局限界が通常の杭基礎と同様に定められる

し 、水平変位の制限値は降伏変位に部分係数を掛けことから、工学指標である塑性率によって当工法の杭て約3%に低減している。数学的方法はすでに基準策基礎設計基準への適合性を評価する。図－4(b)改良定に利用されている方法であり新技術の弾性限界変位からわかるように変位50mmで最大強度に至ったとみ点の算出に有効な評価手法であると考えられる。ただなした場合、先に示した図－2で言えば損傷度ⅢとⅣし、評価は単杭縮小模型の一載荷だけであるため、組の区分境であるM点の限界状態にあると仮定できる。

杭や杭径や改良体強度の違いなどの比較を行うことで図－6によって有効性を確認できた弾性限界変位を降適用性の判断ができるものと考えられる。

伏変位量と定めてみると、それに対する最大強度の変8)

位量50mmの比率は、未改良と改良のケースでそれぞ６．弾性的挙動を超えた限界状態に関する考察

れ4.2と6.6になる。これは実験による塑性率に対応する。一方、既事務連絡4)では損傷度に応じた基礎の塑

道路橋示方書では杭基礎の終局状態として杭体につ性率の目安として表－1のようにまとめられており、いての規定はあるが、周辺地盤について終局状態の規

平成2年道路橋示方書以降の耐震基準による鋼管杭で定はない。また、岡原ら による杭基礎を対象としたは損傷度Ⅲの塑性率を4という目安値に定めている。

載荷実験においても、荷重の低下は杭体の破壊による改良の塑性率6.6は目安値4よりも大きく塑性変形性能ものであり、周辺地盤の受働抵抗の低下によるものでが高い。このことから杭径の50%まで載荷しても水平はない。つまり、周辺地盤は杭体塑性化後も受働抵抗抵抗を維持し続ける改良体の抵抗特性を確認でき、杭を維持可能であり、杭体の応力や変形を決定する境界本体の破壊をもとにした杭基礎設計基準への適合性を

9)条件の役割を担っている。また、この周辺地盤の力学挙動は示方書にある地震時保有水平耐力法の力学モデルにほかならない。ゆえに、杭基礎の終局限界は杭体

表－1

基礎の塑性率4)の終局状態として規定されている。
そこで、改良体の限界状態等に注目することとし、杭ではなく自然地盤に対する改良体の剛性の観点から考察する。ここでは写真は省くが、既往実験の図－4(b)改良の水平荷重－水平変位関係によると、水平変位20mm前後で杭頭付近に改良体の浮き上がりが発生するが、水平変位25mmまで強度増加しその後、最大強度を更新しながら水平変位50mmで改良体の割裂にともない終局に至っていた。しかし、さらに載荷しても強度が増加する可能性もある。なお、最大荷重の載荷においても杭は降伏していなく、改良体の割裂の間の緩みは無かった。これに対し、未改良のケースでは
14

寒地土木研究所月報№807

2020年７月評価できる。表－1のような性能が担保されれば杭基(その3：保有水平耐力)、第51回地盤工学研究発礎の要求性能を確保できると考えられる。なお、単杭表会、pp.1351-1352、2016.の評価のみならず組杭においても同様に改良地盤の破2)

中谷昌一、星隈順一、白戸真大、西田秀明、谷本壊による抵抗の喪失や回復まで考慮した基礎の抵抗特俊輔、横幕清、豊島孝之：既設道路橋基礎の耐震性に関する検討が必要と考えられる。試験杭は損傷の性能簡易評価手法に関する研究、土木研究所資料、無い健全性を保ったものであったが、既設杭は様々な

第4168号、pp.182-188、2010.

状況で地中に存在し損傷度も違うと考えられる。それ

3)を考慮した補強設計手法の研究も望まれる。

特許第5077857号：複合地盤杭基礎技術による既設構造物基礎の耐震補強構造、2012.

4)国土交通省道路局国道・防災課事務連絡：既設道路橋の耐震性能照査および耐震補強設計につい８．まとめて、2015.
泥炭性軟弱地盤中の既設杭基礎耐震補強であるコン

5)

中谷昌一、白戸真大：深い基礎の許容塑性率に関ポジットパイル工法を対象として、単杭を用いた正負する工学的意義について、土木研究所資料、第交番静的水平載荷模型実験をもとに弾性限界変位点を4030号、pp.16-30、2006.

算定した結果、数学的方法は有効な評価手法であると

6) （社）日本道路協会：道路橋示方書・同解説Ⅳ下考えられる。組杭などの評価を追加することで適用性の判断につながるものと考える。また、弾性限界変位部構造編、pp.266-268、2012.
7)

冨澤幸一、西本聡：固化改良体を併設する既設杭点と工学指標である塑性率をもとに改良地盤の抵抗保基礎の耐震補強技術－コンポジットパイルの耐震持状態を評価することによって当工法の杭基礎設計基効果の実験検証－、第10回地盤改良シンポジウム準への適合性を確認した。さらに、実態に則した組杭論文集、pp.329-336、2012.の評価および改良強度や杭損傷度の違いを考慮した評

8)価も望まれる。

中谷昌一、白戸真大、河野哲也、井落久貴、桐越拓也：杭の水平抵抗における限界状態に関する研
究、土木研究所資料、第4151号、pp.8-18、2009.

9)

参考文献

岡原美知夫、木村嘉富、高木繁、大堀裕康：群杭の水平載荷試験およびシミュレーション解析、構1) 冨澤幸一、磯部公一、三浦清一：泥炭性軟弱地盤

造工学論文集、Vol.39A、pp.1371-1384、1993.

における既設杭基礎の耐震補強技術の実験的検討

角田 富士夫TSUNODA Fujio

畠山 乃
HATAKEYAMA Osamu

江川 拓也
EGAWA Takuya

寒地土木研究所
寒地基礎技術研究グループ
寒地地盤チーム
研究員
技術士（建設）寒地土木研究所
寒地基礎技術研究グループ
寒地地盤チーム
上席研究員

寒地土木研究所
寒地基礎技術研究グループ
寒地地盤チーム
研究員
技術士（建設）寒地土木研究所月報№8072020年７月

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