山留め芯材とソイルセメント間に作用する先端支圧及び頭付きスタッド支圧の評価フジタ技術研究報告第59号 2023年

山留め芯材とソイルセメント間に作用する先端支圧及び
頭付きスタッド支圧の評価
山黒岸

概寛矢

土佐内優介

俊甫

要

仮設構造物として建物外周に施工されたソイルセメント柱列壁は、工事終了後も地中に残置されることが一般的である。これを躯体と接続させて、鉛直荷重の一部を負担させることで、建物外周の杭本数又は杭径の削減をすることができ、基礎構造の合理化が可能である。建物の鉛直荷重を山留め芯材とソイルセメント改良体から構成される杭体で支持する場合、仮設で使用するソイルセメント改良体では杭体の耐力が不十分であると考えられる。そこで、杭体の耐力を向上させるために、山留め芯材のウェブに頭付きスタッドなどの支圧部材を設けることや、ソイルセメント一軸圧縮強さを高くするなどの対応がされる。
本報告では、ソイルセメント一軸圧縮強さをパラメータとして、①山留め芯材先端とソイルセメント改良体に作用する先端支圧強度および、②山留め芯材に頭付きスタッドを設けた際の頭付きスタッドとソイルセメント改良体に作用する支圧強度の評価を目的として実施した要素実験の結果について示す。
実験から得られた知見は以下のとおりである。①先端支圧強度 qp とソイルセメント一軸圧縮強さ qu は線形関係を示し、qp＝7.5 qu（qu ≦5.0 N/mm2）で評価できる。②頭付きスタッドの支圧強度 qs は、実験結果と既往文献より、qs＝8.0 qu（qu ≦5.0 N/mm2）で評価できる。

Evaluation of tip bearing pressure and stud bearing pressure acting between
earth retaining core material and soil cement
Abstract
Soil mixing walls constructed as temporary structures around buildings are generally left underground even after
construction is complete. However, by connecting the soil mixing wall to the building frame and supporting thebuilding, it is possible to rationalize the foundation. When supporting a building with a soil mixing wall, a normal soilmixing wall does not have sufficient strength. Therefore, to strengthen the soil mixing wall, the unconfinedcompressive strength of soil cement is improved, and studs are welded in the earth retaining core material.
In this report, an experiment was conducted to evaluate the tip bearing pressure and stud bearing pressure acting
between the earth retaining core material and soil cement.
As a result, the tip bearing strength is 7.5 times the soil cement unconfined compressive strength. Also, the studbearing strength is 8.0 times the soil cement unconfined compressive strength.

キーワード：ソイルセメント柱列壁、先端、頭付きスタッド、支圧強度、要素実験、一軸圧縮強さ―1―

フジタ技術研究報告 第59号

明塩ビ管（内径 D＝202 mm）内にソイルセメントを充§1．はじめに1.1填し、載荷板（PL-200×140×20）を溶接した H 形鋼

背景（H-125×125×6.5×9）をソイルセメント上面中央に設置し、底面には t＝10 mm の鋼板を敷いた。載荷時仮設構造物として建物外周に施工されたソイルセメント
1）

柱列壁 は、工事終了後も地中に残置されるのが一般的に付着力が働かないように、H 形鋼側面にはシリコンである。しかし、これを躯体と接続させて、鉛直荷重の一グリースを塗布している。ソイルセメント径と H 形鋼部を負担させることで、建物外周の杭本数又は杭径の削のサイズは、実際のソイルセメント柱列壁における削減をすることができ、基礎構造の合理化が可能である。

孔径と芯材せいの比から決定した。

1.2

目的載荷荷重載荷板:PL-200×140×20
H 形鋼:H-125×125×6.5×9

図 1 に支持機構について示す。鉛直荷重に対しては、100ト改良体で構成される杭体から定まる耐力、③山留め

D=202①地盤から定まる耐力、②山留め芯材とソイルセメン芯材と建物躯体の接合部の耐力の検討が必要である。

芯材せい
先端距離 L②杭体から定まる耐力は、②-1 山留め芯材とソイルセメント改良体の間に作用する付着力、②-2 山留め芯材に設置した支圧部材とソイルセメント改良体に作用する支圧力、②-3 山留め芯材先端とソイルセメント改良

B＝125塩ビ管(内径 202)
ソイルセメント体に作用する先端支圧力から構成されており、それぞ

鋼板 t=10れの耐力検討が必要である。これらの耐力については2～5）

複数の報告（単位:mm）がされている。

図2

実験 1 試験体概要

表 1 に実験ケースを示す。ソイルセメント強度 qu と、先端距離 L と芯材せい B（125 mm）の比 L/B をパラ芯材メータとして全11ケース実験を行った。ソイルセメン

躯体

ト強度 qu は 0.5 N/mm2、2.5 N/mm2、5.0 N/mm2 を目標とし、実験直前に行った一軸圧縮試験の結果はそソイルセメント改良体

れぞれ 0.57、2.56、5.11 N/mm2 であった。
：鉛直荷重

表1：③接合部耐力
支圧部材

試験体 No.

実験 1 実験ケース

目標強度［N/mm2］

先端距離 L

L/B

62.5

0.5

187.5

1.5

1-3

2502.0

本報告ではソイルセメント一軸圧縮強さをパラメー

1-4

62.5

0.5

タとした際の、山留め芯材先端とソイルセメント改良

1-5

187.5

1.5

1-6

250

2.0

改良体に作用する支圧強度の評価を目的として実施し

1-7

62.5

0.5た要素実験について示す。

1-81251.0§2．実験 1 ：先端支圧強度確認実験

1-9187.5

1.5

1-10

250

2.0

1-11375

3.0：②杭体耐力：①地盤耐力

1-1

地盤

図1

1-2

支持機構

体に作用する先端支圧強度、山留め芯材に頭付きスタッドを設けた際の頭付きスタッドとソイルセメント

2.1

実験概要

試験体の概要図を図 2 に示す。試験体は円柱型の透―2―0.5

2.55.0山留め芯材とソイルセメント間に作用する先端支圧及び頭付きスタッド支圧の評価

写真 1 に試験体設置状況を示す。載荷は万能試験機

20～30 mm 程度でソイルセメントが H 形鋼の形状で押（アムスラー）を使用し、アムスラー上部の耐圧盤にし込まれたようなパンチ破壊が起きた。そのほかの試ロードセルを設置して荷重の計測を行った。試験体に験体は多少ひび割れが生じたが、載荷終了時（40 mm）は載荷板上部に変位計測用プレートを載せ、さらにそまでソイルセメントの破壊は起こらなかった。初期剛の上部に円柱型の球座を設置し押込み載荷を行った。

性は qu ごとにほぼ同じになっていることが確認でき

計測項目は載荷点（載荷板中央）の荷重、変位計測用る。どのケースも変位が 1.5 mm 程度で剛性低下が見プレートの鉛直変位（ 4 点）である。

られるが、載荷終了時まで荷重は増加し続けていた。
剛性低下後は L/B が大きくなるほど 0.1 D 変位時の荷重が小さくなっている。ただし、qu＝5.0 N/mm2 のロードセル

ケースでは L/B＝2.0と3.0の 0.1 D 変位時点で比較す
ると、荷重が 2 ％程度しか変わらず、剛性もほとんど球座一致していることが確認できた。また、図 4 に先端支圧強度と一軸圧縮強さ qu 関係のグラフを示す。先端支載荷版

変位計

圧強度は荷重を H 鋼の断面積で除した値で、荷重は0.1 D 変位時点で整理を行った。L/B ごとに整理を行

試験体

うと L/B＝1.5、2.0では、先端支圧強度がほぼ線形的

アムスラー

写真 12.2に増加していることが読み取れる。図 5 に先端支圧強度を一軸圧縮強さ qu で除して基準化した先端支圧係数

実験 1 試験体設置状況と L/B の関係を示す。qu＝0.5 N/mm2 に着目すると、実験結果

L/B が大きくなるほど先端支圧係数が低くなっており、

図 3（a）～（c）に鉛直荷重と鉛直変位の関係を、ソイ

L/B＝1.5と2.0を比較すると10％程度減少しているこ

ルセメント強度 qu＝0.5、2.5、5.0 N/mm ごとに示とが確認できる。また、qu＝2.5、5.0 N/mm2 でも同す。図中に載荷板がソイルセメント径の10％（0.1 D）様の傾向がみられ、L/B＝1.5と2.0で先端支圧係数は変位した時の荷重を示している。写真 2 に載荷終了時それぞれ18％、 6 ％減少する結果となった。また、の状況写真を示す。L/B＝0.5 の試験体では、変位がqu＝5.0 N/mm2 の L/B＝2.0と3.0では 3 ％減少となっNo.1-1
No.1-2
No.1-339.6
20.0
18.20102030
鉛直変位[mm]4050（a）qu＝0.5 N/mm2200180160140120100806040200No.1-4
No.1-5
No.1-6110.5

鉛直荷重[kN]

20018016014012010080
6040200

鉛直荷重[kN]

75.2
61.90102030
鉛直変位[mm]4050（b）qu＝2.5 N/mm2

図3200
18016014012010080
60
40
200129.9
123.3

010115.1
112.5

2030
鉛直変位[mm]No.1-7
No.1-8No.1-9
No.1-10
No.1-114050（c）qu＝5.0 N/mm2

荷重変位関係60
先端支圧強度[N/mm2]

鉛直荷重[kN]

250
407.5・qu

30(qu≦5.0N/mm2)

写真 2

破壊なし（No. 1-3）

載荷終了時の状況

L/B=1.5100

パンチ破壊（No. 1-1）

L/B=0.520L/B=2.001

図4―3―23452] 2][N/mm
一軸圧縮強さ quu[N/mm
一軸圧縮強さq6

先端支圧強度と一軸圧縮強さ関係

フジタ技術研究報告 第59号

実験ケースを表 2 に示す。ソイルセメント一軸圧縮

300.5N/mm2

先端支圧係数25強さ qu をパラメータとして、 3 種類実験を行った。ソ

2.5N/mm2

20

イルセメントの一軸圧縮強さ qu は 0.5、5.0、10.0 N/5.0N/mm2

15mm2 を目標とし、実験直前に行った一軸圧縮試験の結果はそれぞれ 0.62、5.71、11.14 N/mm2 であった。

105000.5

図511.5
L/B22.5

表23

試験体 目標強度
No. ［N/mm2］

先端支圧係数と L/B 関係ており、大きな差がない結果となった。
以上より、H 形鋼をソイルセメントに押し込む際の先端部分の影響範囲は L/B が 0 から2.0程度であると2-10.52-23.02-35.0

実験 2 実験ケース

スタッド スタッド スタッド
支圧面積
径
長さ
本数［mm］［mm］ ［mm］
［本］73561470

推察できる。また、先端支圧強度とソイルセメント一軸圧縮強さ qu は線形関係であることから、先端支圧強

写真 3 に試験体設置状況写真を示す。載荷フレーム度 qp は L/B＝2.0 の結果の下限の回帰線を用いて qp＝上部に油圧ジャッキを下向きに、油圧ジャッキ下部に7.5・qu（qu ≦5.0 N/mm2）で評価することとした。

はロードセルを取り付け、試験体の載荷板に載せた球座を介して押込み載荷を行った。計測項目は載荷点の§3．実験 2 ：頭付きスタッドの強度確認実験
3.1

荷重、載荷板の鉛直変位（ 4 点）である。

実験概要

試験体の概要図を図 6 に示す。試験体は円柱型の透明塩ビ管内（内径 D＝202 mm）に、ウェブ面に頭付き変位計スタッドを溶接した H 形鋼（H-125×125 ×6.5×9）を設置し、ソイルセメントを充填した。頭付きスタッドは軸径 7 mm、長さ35 mm のものを使用し、ピッチを100 mm としてウェブの両面に千鳥配置となるように合計 6 本打設した。試験体に付着力と先端支圧力が発試験体生しないように、H 形鋼側面にはフリクションカット、載荷フレーム先端にはスタイロフォームを設けた。

写真 3

実験 2 試験体設置状況

載荷板:PL-200×140×203.2H 形鋼:H-125×125×6.5×9

実験結果

図 7 に頭付きスタッド試験体の荷重変位関係を図 8

塩ビ管(厚さ７)に支圧強度と一軸圧縮強さ qu の関係を示す。最大荷重
ソイルセメントはソイルセメント一軸圧縮強さ qu に応じて大きくなっていることがわかる。また、最大荷重時の変位は No.
2-1 の試験体で 11.84 mm、No. 2-2 の試験体で 34.64mm、No. 2-3 の試験体で 24.36 mm であり、違いが見られた。実験後には破壊モードを確認するために試験

グリース
頭付きスタッド (φ7、長さ 35)

体の解体を行った。写真 4 に No. 2-1 と No. 2-2 解体〇：表面、〇：裏面

後の写真を示す。No. 2-1 の試験体では頭付きスタッドが曲がらず、直下のソイルセメントが押し潰されているような破壊モードであったため、ソイルセメントスタイロフォームの支圧破壊であると判断した。一方で No. 2-2 では頭付きスタッドが根元から上方向に曲がっていることが（単位:mm）

図6

実験 2 試験体概要確認できた。No. 2-3 も同様の破壊モードであったこ―4―

山留め芯材とソイルセメント間に作用する先端支圧及び頭付きスタッド支圧の評価とから、No. 2-2、No. 2-3 はソイルセメントの支圧破§4．おわりに壊ではなく、頭付きスタッドが曲げ降伏をしていたことが確認された。

ソイルセメント一軸圧縮強さをパラメータとした際の頭付きスタッドの支圧強度と先端支圧強度の評価を

100

鉛直荷重 [kN]75・先端支圧強度 qp とソイルセメント一軸圧縮強さ quは線形関係を示しており、qp＝7.5・qu （qu ≦5.0 N/55.8mm2）で評価できる。

50・頭付きスタッドの支圧強度 qs は、実験結果と既往文

250

献より、qs＝8.0・qu（qu ≦5.0 N/mm2）で評価できる。

17.40102030
鉛直変位 [mm]40図7荷重変位関係

参 考 文 献501） SMW 協会：SMW 連続壁 標準積算資料［設計・施工・積算編］、20202） 渡邉康司ほか：本設杭に用いるソイルセメント柱列
壁の鉛直支持力評価、大林組技術研究所報、No. 80、フジタ(スタッド)

300

pp. 1-10、2016

既往文献33） 和田后司ほか：本設杭に用いるソイルセメント柱列

既往文献4250
支圧強度 [N/mm2]目的とした要素実験を行った結果を下記に示す。

89.6

No.2-1
No.2-2
No.2-311.0×・qu

既往文献5200

既往文献式3150

既往文献式5壁の杭体耐力に関する研究、日本建築学会大会学術10.0×・qu

既往文献式4

講演梗概集、pp. 431-432、2019.98.0×・qu4） 中村良雄ほか：ソイルセメント本設杭工法の開発（その 1 ～ 8 ）、日本建築学会大会学術講演梗概集、

1000

pp. 671-686、2003.98.0・qu505） 田屋裕司ほか：ソイルセメント壁の杭利用に関する

2(qu≦5.0N/mm )051015
一軸圧縮強さ quu[N/mm[N/mm2]2]
一軸圧縮強さ図8

研究（その 3 ～ 4 ）、日本建築学会大会学術講演梗概

20集、pp. 471-472、507-508、2010.9

支圧強度と一軸圧縮強さ qu 関係

ひとこと
近年、山留めの本体利用、基礎の合理化は関心の高い分野となっております。一刻も早く工曲げ降伏法を適用できるように、今後も尽力していきたいと思います。

変位

No. 2-1

No.2-1

解体写真

解体写真
写真 4

No. 2-2

解体写真

No.2-2 解体写真
試験体解体写真山黒図 8 に頭付きスタッドの支圧強度とソイルセメントの一軸圧縮強さ qu の関係を示す。また、図 8 には他社で行った同様の実験結果2～5）についてもプロットしている、頭付きスタッドの支圧強度と一軸圧縮強さ qu は概ね線形関係を示していることが確認できる。実験結果と既往文献から、頭付きスタッドの支圧強度 qs はqs＝ 8.0・qu（qu ≦5.0 N/mm2）で評価が可能であると判断した。

―5―寛矢